IIT Editia a IIa 2012

U.T.C.B. - C.F.D.P. Departamentul Drumuri, Căi Ferate

şi Materiale de Construcţie

A.P.D.P. Bucureşti

SESIUNEA ŞTIINŢIFICĂ STUDENŢEASCĂ

INGINERIA INFRASTRUCTURII

TRANSPORTURILOR

IIT 2012

faza locală ediţia a II-a

9 Martie 2012, Bucureşti

CONSPRESS BUCUREŞTI

ISBN: 978-973-100-206-4

U.T.C.B. - C.F.D.P. Departamentul Drumuri, Căi Ferate

şi Materiale de Construcţie

A.P.D.P. Bucureşti

SESIUNEA ŞTIINŢIFICĂ STUDENŢEASCĂ

INGINERIA INFRASTRUCTURII

TRANSPORTURILOR

IIT 2012

faza locală ediţia a II-a

9 Martie 2012, Bucureşti

Sesiunea Ştiinţifică Studenţească

“INGINERIA INFRASTRUCTURII TRANSPORTURILOR” faza locală ediţia a II-a

Bucureşti, 9 Martie 2012

1

COMITETUL DE ORGANIZARE o Preşedinte:

Conf.dr.ing. Carmen RĂCĂNEL – Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.

o Membri:

Prof.dr.ing. Mihai DICU – Decan Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.

Şef lucr.ing. Ştefan LAZĂR – Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.

Asist.ing. Adrian BURLACU – Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.

Asist.ing. Mihai Gabriel LOBAZĂ – Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.

COMITETUL ŞTIINŢIFIC o Preşedinte:

Prof.dr.ing. Stelian DOROBANŢU– Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.

o Membri:

Prof.dr.ing. Constantin ROMANESCU – Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.

Prof.dr.ing. Constantin RADU – Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.

Prof.dr.ing. George STOICESCU – Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.

Prof.dr.ing. Elena DIACONU – Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.

Conf.dr.ing. Stelian POŞTOACĂ – Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.

Conf.dr.ing. Valentin ANTON – Facultatea C.F.D.P. - U.T.C.B.




2

CUPRINS

1. BALMUŞ Silviu –Modele statice pentru calculul suprastructurii căii.

îndrumător: conf.dr.ing. Stelian POŞTOACĂ

2. BÂRSAN Andrei Ştefan –Identificarea variaţiei rugozităţii prin modelare

experimentală în laborator.

îndrumător: prof.dr.ing. Mihai DICU

3. BRANCIU Ioana –Utilizarea fibrelor de polipropilenă în mixturi asfaltice. studiul

comportării la deformaţii permanente.

îndrumător: conf.dr.ing. Carmen RĂCĂNEL

4. CHIRIŢĂ Adriean Gheorghe –Studiul si dimensionarea unei structuri cu functii

complexe pentru calea ferata.

îndrumător: prof.dr.ing. Anton CHIRICĂ

5. DRAICA Vasile Nicuşor –Influenţa gradului de compactare asupra calităţilor

mixturilor bituminoase în exploatare.

îndrumător: prof.dr.ing. Elena DIACONU

6. GHINEA (Enache) Otilia Simona –Evaluarea influenţei tipului de bitum în cazul

mixturilor asfaltice cu fibre folosind încercarea la încovoiere în patru puncte.


7. VOICU Elena Lavinia –Utilizarea fibrelor de polipropilenă în mixturile asfaltice –

Studiul Modulului de rigiditate.


8. LUPU Oana –Utilizarea sistemelor informaţionale geografice pentru inventarierea şi

monitorizarea stării infrastructurii de transport.





3

9. MODREANU Dorinel –Studiu de caz privind structura aeroportuară a aerodromului

Strejnic.


10. NAOM Iulia –Utilizarea sistemelor manageriale în activitatea de gestionare la

drumuri.


11. NEACŞU Adriana –Estimarea deformaţiilor permanente la mixturile asfaltice

stabilizate cu fibre.


12. RĂDUCANU Rodica Cristina –Utilizarea fibrelor de polipropilenă în mixturile

asfaltice –Studiul comportării la oboseală.


13. SÂIA Valeriu Lucian –Geometria căii la viteze mari. Comparaţie între diferitele

modele de curbe progresive.

îndrumător: conf.dr.ing. Stelian POŞTOACĂ

14. TUDOR Mihaela –Construirea dreptei de oboseală a mixturilor asfaltice de tip

“warm mix”, folosind încercarea la încovoiere în patru puncte.





4




5

MODELE STATICE PENTRU CALCULUL

SUPRASTRUCTURII CĂII Balmus Silviu, Facultatea de Căi Ferate Drumuri şi Poduri, master IIT, anul II, e-mail : [email protected] Indrumator: Postoaca Stelian, Conf. Dr. Ing. Facultatea de Căi Ferate Drumuri şi Poduri, e-mail : [email protected] Rezumat

Realizarea unei căi stabile şi durabile, capabilă să preia sarcinile in continua creştere ale materialului rulant la viteze din ce in ce mai ridicate, şi care să corespundă condiţiilor de siguranţa, confort şi economicitate, dar şi cerinţelor şi exigenţelor impuse căilor ferate au impus ca pretutindeni să se caute soluţii noi in ceea ce priveşte structura căii.

Lucrarea “Modele statice pentru calculul suprastructurii căii” prezinta metode de dimensionare a liniei de cale ferată astfel încat structura acestora să fie potrivită pentru sarcinile pe care trebuie să le preia, dar şi pentru posibilele eforturi şi deformaţii rezultate.

Calculele convenţionale pentru liniile de cale ferată sunt limitate la sarcini qvasi-statice a structurii acesteia, schematizată sub forma unei grinzi aşezate pe un suport elastic.La sarcina statică se adaugă o creştere dinamică. Cuvinte cheie : structura căii, sarcinile rotii, eforturi, suport feroviar, modele de calcul. 1.MODELE DE CALCUL DE BAZĂ 1.1. Modelul Winkler

În calculele elementare este adesea presupus faptul că ipoteza lui Winkler

se aplică pentru suportul liniei ferate. Această ipoteză a fost formulată în anul 1867 şi prevede faptul că in fiecare punct, efortul unitar de compresiune este propoţional cu tasarea locală.

Figura 1. Modelul suport Winkler




6

σ = Cw (1) unde: σ = efort unitar de compresiune locală pe suport, N/m2;

w = tasarea locală a suportului, m; C = coeficient de tasare (coeficient Winkler), N/m3.

1.2. Suportul feroviar discret Considerăm situaţia unei şine sprijinite discret (Figura 2). Între forţele

verticale F(xi) şi un număr de suporturi de la x = xi cu aria suportului efectiv al şinei Ars şi deformarea w(xi), există urmatoarea relaţie în conformitate cu Winkler: F(xi) = CArsw(xi) - kσw(xi) (2) kd = CArs (3) kd = - (4) unde:Q = sarcina verticală a roţii (cu valoarea dată) pe şina, N;

w = însumarea tuturor deformaţiilor (măsurate) semnificative in imediata

apropiere a încărcăturii, m;

Figura 2: Modelul suportului elastic discret

(5) Din ecuaţiile (4) si (5) rezultă:

kd = ktot (6) Din care se arată că întodeauna kd<ktot .




7

Valoarea medie a presiunii de contact pe un suport discret este conform Figurii 2:

σrs(xi) = (7)




8

1.3. Suportul continuu al şinei

În acest caz, se consideră o sarcină distribuită p(x) între şină şi structura de susţinere (Figura 3), care este, în conformitate cu Winkler, proportională cu funcţia de deformare w(x):

Figura 3: Modelul suportului elastic continuu

p(x) = kw (x) (8) Unde: k= coeficientul de pat, N/mm;

În acest caz presiunea de contact pe suportul continuu al şinei este: σrs (x) = (9)

Unde bc este latimea benzii de sprijin sub sina.

2. MODELUL GRINZII PE O FUNDATIE ELASTICĂ 2.1 Soluţia ecuaţiei diferenţiale

Se ia în considerare o şina infinit de lunga (calea fară joante) cu rigididate la incovoiere EI care este susţinuta continuu de o fundaţie elastică cu coeficientul fundaţiei k si incarcată conform Figura 4 de o roată cu sarcina Q la x=0. Acest calcul al grinzii a fost pentru prima dată propus de către Zimmermann.

Figura 4: Modelul grinzii infinite pe o fundatie elastică

Unde: Q= sarcina roţii, N;




9

El= rigiditatea la incovoiere a şinei, Nm2; k = coeficientul de pat, N/mm; w(x) = deformaţia şinei in punctul x, m.

Pentru a deriva formula deformaţiei w(x) a grinzii, trebuiesc scrise mai întâi cerinţele de echilibru pentru elementele grinzii ( Figura 5). Cerinţele de echilibru:

(10)

(11)

Figura 5: Element de tip grinda (static)

Ecuaţia constituită este: (12)

Din aceste ecuaţii, poate fi derivată ecuaţia diferenţială a problemei: (13)

Deoarece avem de a face doar cu sarcini concentrate, încărcătura distribuita q(x) nu va fi luată în considerare aici (q = 0). Sarcina roţii Q va fi introdusă mai târziu ca o condiţie limită.

(14) Condiţia limită pentru cazul în care x >0 sunt:

; ; (15) După înlocuirea cu o funcţie exponentială pentru deformare, soluţia

problemei este: (16)

Reacţiunea distribuită a fundaţiei reiese din ecuaţia (16): (17)

Momentul de încovoiere în grindă reiese din ecuaţia (12):




10

(18) Cantitatea L în aceste ecuaţii este aşa-zisa lungime caracteristică

determinată de:

(19)

În plus, două forme ale funcţiei sunt prezente: x ≥ 0

(20) x ≥ 0 (21)

Figura 6. Deformaţiile şi momentul încovoietor relative în calea fară joante

încarcată cu o forţa verticală concentrată.

Figura 7. Grinda infinit rigidă pe fundaţie elastică

(22) (23)

(24) 2.2. Sarcini multiple ale roţii

Dacă există mai multe sarcinii ale roţii, ca şi în cazul de boghiuri, atunci deformaţia rezultată şi momentul de incovoiere sunt găsite prin intermediul suprapunerii. În punctul x = 0 se regăsesc urmatoarele:

(25) (26)

(27)




11

În care li este distanţa dintre sarcinile roţii Qi în punctul x = 0. Pentru a ilustra efectul de netezire al unui sistem de încarcare cu privire la

momentul de încovoiere, cele trei cazuri (a), (b) si (c) sunt examinate in Figura 8. În cazul (a) momentul maxim pentru sarcina Q este:

(28)

În cazul (b) sarcina totală este 2Q. Distanţa l, pentru care M este punct de minim, se ridică la l = 0.5 π L astfel că, momentul maxim devine:

(29)

Figura 8. Efectul de netezire al unui sistem

de încarcare la momentul de incovoiere maxim

În cazul (c) sarcina totala este 3Q. Distanţa l pentru care toate momentele sunt egale este l = 1.12L, în care:

(30) 2.3. Boghiul cu doua osii

Se consideră situaţia în care o linie ferată infinit de lunga este încarcată de un boghiu cu doua osii conform Figura 9 cu distanţa între roţile de bază l =1.25m. Lungimea caracteristică L este stabilită la 100 cm. Este utilizată sina UIC 54 cu o rigiditate la încovoiere El = 4.93 kNcm2. Cu ajutorul diagramei η şi a diagramei μ, ambele deformaţii şi momentul de încovoiere al şinei sunt determinate în punctele A şi B.




12

Figura 9. Încărcarea din boghiu

Pentru o singură sarcină a roţii Q = 125 kN deformaţia maximă şi

momentul maxim de incovoiere sunt: (31)

(32) În punctul A:

(33)

(34) În punctul B valorile devin:

(35)

(36)

2.5 Grinda cu articulaţie (cale ferată cu joante)

Influenţa unei joante asupra deformaţiei şi a momentului de încovoiere poate fi verificată cu ajutorul teoriei grinzii încovoiate sprijinită elastic. În acest caz condiţiile de limită pentru x > 0 devin:

; ; (38) După înlocuirea cu o funcţie exponentială pentru deformaţie, soluţia

problemei este: (39)

Şina se termină la articulaţie; maximul unghiului de înclinare total 2α dintre două şine este:

(40)




13

Momentul maxim absolut apare la x = πL/4: (41)

Figura 10. Deformaţia şi momentul de încoviere în cazul sprijinirii elastice.

3. MODELUL GRINZII DUBLE

Grinda superioară în fiecare model este şina, în timp ce cealaltă grindă reprezintă continuarea în structura de susţinere care se datorează în mare parte plăcii căii ferate sau altă consolidare a structurii.

Figura 11. Modelul grinzii duble(static)

Fără o încarcare distribuită pe şină ecuaţiile diferenţiale pentru acest model sunt:

(42)

(43)




14

Figura 12. Dependenţa deformaţiei şinei de valoarea k1 si k2

4. MODELUL FUNDAŢIEI PASTERNAK

p=kw (44) Pasternak presupune existenţa unor interacţiuni de forfecare între

elementele elastice. Acest lucru poate fi realizat prin conectarea capetelor elastice cu grinda compusă din elemente verticale rigide care mai apoi deformează prin forfecare transversală.

Cerinţele de echilibru: (45)

(46)

Figura 13. Modelul fundaţiei Pasternak pentru grinzi

Ecuatia constitutivă în ceea ce priveşte momentul de încovoiere şi

deformaţiile: (47)




15

Luând relaţia de bază dintre efortul unitar de forfecare si deformaţia luată în considerare, o relaţie liniară între forţa de forfecare şi unghiul de forfecare este:

(48) Unde:G = modul de forfecare al fundaţiei, N/m2

A = aria secţiunii transversale pentru forţele de forfecare ale fundaţiei,m2

Figura 14. Deformaţia relativă a şinei şi a momentului pentru modelul

fundaţiei Pasternak

5.DETERMINAREA VALORII MEDII A CONSTANTEI ELASTICE

Pentru a determina constanta elastică medie kd a suportului unei şine pe o secţiune feroviară existentă, şina este încărcată de un boghiu cu doua roţi cu sarcini statice egale Q1=Q2=100KN. Distanţa dintre traverse a = 55 cm. Deformaţiile traverselor wj sunt măsurate la 11 traverse succesive cum este indicat în tabel. Deformaţiile din afara acestei supraţete pot fi neglijate.




16

Numarul traversei j

Deformaţia traversei wj [mm]

1 0.25 2 0.64 3 1.02 4 1.27 5 1.52 6 2.03 7 2.16 8 1.78 9 1.40 10 0.76 11 0.50

Se consideră o situaţie generală unde şina este incaracată de un număr de

roţi cu sarcini diferite Qi şi deformaşiile traverselor măsurate în această suprafaţa selectată sunt wj, atunci derivata formulei generale pentru valoarea medie a constantei elastice a unui suport este:

kd=

∑Qi = ∑Fj = kd∑wj → kd = ∑Qj/∑wj

După determinarea acestei formule se poate calcula constanta elastica kd folosind sarcina dată a boghiului si setul de abateri masurate.

∑Qj = 100+100 = 200 kN; ∑wj = w1 t/m w11 = 13.33 mm → kd = 200*103/13.33 = 15004 N/mm = 15 kN/mm

Ca urmare a efectului de punte al şinei, o valoare mai mica pentru kd ar fi găsita în comparaţie cu valoarea obţinută dacă suporturile individuale ar fi testate. 6. CONCLUZII

Relaţia liniară asumată dintre sarcină-deformaţie este o aproximaţie. Cu toate acestea, stratul suport este în esenţă non-liniar datorită traverselor ”agaţate” locale şi a modulului de elasticitate dependent de eforturi. În plus, relaţia poate varia local între punctele de sprijin din cauza comportamentului




17

materialelor neomogene. O mai bună evaluare rezultă din diferenţa dintre masurătorile la diferite niveluri ale încărcării.

BIBLIOGRAFIE [1]. COENRAAD ESVELD: “Modern Railway Track”, T U Delft, 2001. [2]. MOCANU D.R., BUGA M., BURADA C., BRATES C.: “Calcule de

rezistenţă.Probleme speciale din domeniul feroviar”, Ministerul Transporturilor, 1971.

[3]. GORBUNOV-POSADOV M.I.: “Calculul construcţiilor pe mediu

elastic”, Editura Tehnica, 1960. [4]. CARACOSTEA A.: “Manual pentru calculul construcţiilor”, Editura

Tehnica, 1977.




18

IDENTIFICAREA VARIAŢIEI RUGOZITĂŢII PRIN MODELARE EXPERIMENTALĂ ÎN LABORATOR

Autor: Bârsan Andrei Ştefan,Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, secţia I.I.T., anul de studiu II, e-mail: [email protected] Îndrumator: Mihai Dicu Prof. Dr. Ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri Rezumat Articolul prezintă importanţa rugozităţii îmbrăcăminţilor asfaltice în vederea ridicării gradului de siguranţa în circulaţie. Factorii care inflenţează rugozitatea mixturilor asfaltice sunt: conţinutul de bitum şi nisip din reţeta mixturilor asfaltice, duritatea agregatelor, modul de execuţie, textura pneurilor. Modificarea rugozităţii în timp este scoasă în evidenţa printr-o analiză comparativă între rugozitatea măsurată pe o epruvetă imediat după confecţionare şi rugozitatea măsurată pe o epruvetă solicitată la tensiuni tangenţiale extreme, obţinute prin frecare la contactul pneu-carosabil realizată de mişcarea pe epruvetă a unei roţi blocate. Cuvinte cheie: suprafaţa de rulare,rugozitate,coeficient de frecare

1. NECESITATEA ŞI OPORTUNITATEA TEMEI

Atât la nivel global cât şi la nivel naţional, siguranţa rutieră este un domeniu de actualitate şi se află în atenţia autorităţilor de profil datorită numărului mare de accidente rutiere. În fiecare an, 1.17 milioane de oameni din întreaga lume îşi pierd viaţa în urma unui accident rutier şi mai mult de 10 milioane de oameni sunt mutilaţi şi răniţi. Aproximativ 70% din aceste fatalităţi au loc în ţările în curs de dezvoltare, 65% implică pietoni şi 35% dintre pietoni sunt copii. Studii în acest domeniu estimează faptul că în următorii 10 ani, cel puţin 6 milioane de oameni vor muri şi 60 milioane vor fi răniţi în ţările în curs de dezvoltare, dacă nu vor fi luate măsuri urgente.

Pentru a preveni accidentele rutiere, pentru a minimiza gravitatea lor atunci când au loc, cât şi pentru a reduce severitatea rănilor victimelor implicate în astfel de evenimente, diverse programe, cu rezultate foarte clare şi evidente au fost proiectate şi implementate în mai multe ţări.




19

Unul dintre cele mai importante aspecte care influenţează in mod negativ siguranţa rutieră şi asupra căruia trebuie intervenit, este starea necorespunzătoare a infrastructurii rutiere.

Autorităţile responsabile de starea drumurilor trebuie să garanteze un nivel de siguranţă adecvat pe drumurile publice. Pentru a atinge acest scop, managementul avansat de siguranţă rutieră ia în considerare nu numai metodele corective tradiţonale, care se bazează pe analiza zonelor periculoase din trafic, ci şi întreaga durată de viaţă a infrastructurii.

Siguranţa circulaţiei pe drumurile moderne este determinată de numeroşi factori, dintre care o pondere importantă o are stabilitatea la derapaj pe sectoarele în curbă, în condiţiile defavorabile ale unei suprafeţe de rulare umede.

În asemenea situaţii, securitatea vehiculului poate fi asigurată numai dacă se mobilizează la contactul dintre pneuri şi suprafaţa îmbrăcămintei o frecare suficient de mare, capabilă să împiedice mişcarea de derapaj la acţiunea forţelor transversale sau alunecarea vechiculului spre exteriorul curbei. Stabilitatea vehiculului la derapaj depinde deci de mărimea aderenţei, iar aceasta este condiţionată printre altele de rugozitatea suprafeţei de rulare.

Rugozitatea este proprietatea suprafeţei de rulare a îmbrăcăminţilor rutiere de a prezenta asperitaţi care asigură stabilitatea vehiculelor în mişcare prin realizarea unei aderenţe cat mai bune între pneu şi cale.

Problema realizării unor suprafeţe rugoase şi menţinerea acestei rugozităţi un timp cât mai îndelungat devine din ce în ce mai importantă, pe măsura creşterii intensităţii traficului şi a vitezei de circulaţie.

În condiţia de aderenţă intervine coeficientul de frecare. Măsurarea coeficientului de frecare pune în evidenţă anumite particularităţi care fac ca problema rugozităţii drumurilor să fie destul de complexă.

Valoarea coeficientului de frecare depinde atât de rugozitatea suprafeţei de rulare cât şi de caracteristicile şi starea pneurilor. Practic, coeficientul de frecare al drumului variază în limite foarte largi în funcţie de prezenţa umidităţii, viteza vehiculului, profilul şi presiunea de umflare a pneului, forma şi dimensiunile agregatelor folosite, conţinutul de liant şi modul de execuţie al îmbrăcămintei.

Asperitaţile suprafeţei drumului, ca şi cele ale pneurilor produc zone de frecare uscată, favorizând aderenţa dintre pneu şi carosabil, pe când pneurile uzate şi îmbrăcăminţile lipsite de asperităţi menţin pe suprafaţa de contact o peliculă de apă. Dacă între suprafeţele de contact se interpun fluide sau lubrifianţi, se înlocuieşte frecarea uscată prin frecare umedă, care este mult mai mică.




20

2. SITUAŢIA PE PLAN INTERNAŢIONAL

Literatura de specialitate este extrem de bogată în lucrări care pun în

evidenţă multe aspecte importante legate de rugozitatea imbrăcămin�ilor asfaltice.

Conţinutul de bitum din reţeta mixturii asfaltice este un factor major care afectează rezistenţa la rulare. Excesul de bitum antrenează întodeauna o scădere sensibilă a coeficientului de frecare, trebuie deci să se recurgă la un dozaj minim de liant, însă, în condiţiile unei dozări stricte, există riscul ca unele granule să nu fie bine înrobate. În acest caz, mixtura asfaltică este destul de rugoasă dar nu are suficientă coeziune, devine sfărâmicioasă sub acţiunea circulaţiei agregatele minerale pot fi smulse sau dezgrădinate din şosea.

Un aspect important este relaţia dintre rezistenţa la rulare şi conţinutul de nisip din mixtura asfaltică, asadar cu cât conţinutul de nisip este mai mare cu atât rezistenţa la alunecare este mai mare. Conţinutul de nisip determină gradul de micro-rugozitate de pe suprafaţa carosabilă. Microrugozitatea este proprietatea suprafeţei granulelor minerale de a fi rugoase (cu asperităţi) şi este influenţată de rezistenţa la şlefuire a agregatului. Estimarea microrugozitaţii este data de rezistenţa agregatului la şlefuire accelerată.

Unii cercetatori susţin că microrugozitatea are o influenţa mult mai considerabilă asupra rezistenţei la rulare decât macrorugozitatea. Macrorugozitatea se referă la rugozitatea (asperitatea) geometrică a îmbrăcămintei şi implicit la capacitatea acesteia de a drena apele de suprafată.

Figura 1. Shema macro- şi microrugozităţii

Dezvoltarea industriei de autovehicule a condus la creşterea perfomanţelor pneului care trebuie să răspundă cerinţelor de fiabilitate şi de siguranţă în




21

circulaţie. Astfel, au apărut o multitudine de pneuri, diferite între ele din punct de vedere constructiv, care au un nivel aparte de performanţă şi care solicită în cele mai diverse feluri suprafaţa carosabilă. Pentru a explica degradările apărute la suprafaţa îmbrăcăminţii rutiere trebuie cunoscută influenţa caracteristicilor constructive ale pneului. a) Pneu cu structură diagonală b) Pneu cu structură radială

Figura 2. Tipuri de pneuri După cum se observă în figura 2, contactul pneu-carosabil este parţial în cazul pneurilor diagonale, ceea ce conduce la o solicitare în sens transversal direcţiei de mers, pe când, la pneul radial contactul cu suprafaţa carosabilă este complet pe urma sa, ceea ce conduce la solicitări tangenţiale în lungul direcţiei de mers. De asemenea, rezistenţa la rulare este influienţată de temperatura mediului ambiant, care modifică rigiditatea îmbrăcăminţii asfaltice de la vară la iarnă.

-20

-10

0

10

20

30

40T (°C)

Rezistenţa la rulare

Figura 3. Influenţa temperaturii asupra rezistenţei la rulare Acest lucru conduce la o creştere a temperaturii din pneu, ceea ce presupune creşterea rigidităţii acestuia cu repercursiuni asupra creşterii rezistenţei la rulaj, deci, a creşterii uzurii la suprafaţa carosabilă. S-a constat prin măsurători




22

experimentale că această încălzire a pneului se face progresiv pănă la atingerea unei temperaturi de echilibru cu cea a mediului ambiant. Timpul în care se produce acest echilibru de temperaturi este de circa 30 minute la un autoturism, iar pentru autovehicule mai grele acest timp creşte de 3÷4 ori funcţie de dimensiunile pneului. 3. CONTRIBUŢII PERSONALE În lucrarea de faţă se urmareşte a se cerceta variaţia indicatorului de calitate cu privire la rugozitatea suprafeţei îmbrăcăminţii rutiere, prin modelare experimentală în laborator.

Pentru simplificarea fenomenului de uzură a suprafeţei de rulare în timpul perioadei normate de exploatare a unui drum, se preferă utilizarea modelării experimentale de laborator, care se bazează pe ipoteze simplificatoare de simulare a fenomenului din realitate. O procedură de evaluare prin simularea in laborator a fenomenului de uzură a suprafeţei de rulare in perioadă de exploatare a unui drum, poate fi analizată prin coeficienţi de performanţa. Aceştia reprezintă practic nişte coeficienţi adimensionali, exprimaţi sub forma de rapoarte între coeficientul de rugozitate SRT efectiv, masurat dupa aplicarea testului de uzura pe epruveta testate si SRT initial al suprafeţei epruvetei, masurat înaintea începerii testului de uzură. Pentru a pune in valoare performanţa comportării la uzură pneu-carosabil la straturile rutiere am folosit o procedură de testare in regim accelerat a performanţei tipurilor de mixturi asfaltice. Regimul solicitat este realizat prin solicitarea la tensiuni tangentiale extreme, obţinute prin frecare la contactul pneu-carosabil realizată de mişcarea pe epruvetă a unei roţi blocate. Performanţa se determină prin raportarea masuratorilor de modificare a rugozităţii suprafeţei supuse fenomenului de frecare la contactul pneu-carosabil si suprafaţa adiacenta a epruvetei, unde nu se acţioneaza la frecare cu roata frânata. Modificarea rugozitaţii in timp, care va trebui echivalat cu perioada normata de functionare a imbrăcăminţii asfaltice, se determină funcţie de numărul ciclurilor de solicitare la frânare pe epruveta, care trebuie asimilat traficului rutier din realitate.




23

Varianta optima de reţeta de mixtură asfaltică utilizată la execuţia stratului de uzura, se poate determina prin analiza comparativă a coeficientului de performanţa la uzură. Echipamentul utilizat la testarea propriu-zisă a variaţiei rugozitaţii stratului de uzură asfaltic, funcţionează pe principiul identic al echipamentului de măsurare in laborator a fagăşuirii straturilor asfaltice, deosebirea fiind faptul ca roata este blocată pentru realizarea forţată a uzurii suprafeţei de rulare.

Figura 4 : Determinarea uzurii suprafeţei

La noi in ţara, pentru determinarea coeficientului de frecare se foloseste, conform STAS 8849-83, aparatul tip pendul SRT (Skid Resistance Tester). Coeficientul de frecare se măsoara cu ajutorul unui pendul de masă M care este lăsat sa cadă de la o anumită inăltime H. Prin frecarea plăcii de cauciuc prinsă de capul pendulului de epruveta obţinută din suprafaţa imbrăcămintei drumului, o parte din energia pe care o posedă pendulul este absorbită, ceea ce face ca pendulul sa se ridice la o inăltime h<H. Energia absorbită prin frecare depinde de coeficientul de frecare al suprafeţei incercate, de lungimea pe care s-a produs frecarea si presiunea exercitată de pendul pe suprafaţa de încercat. Cunoscând valorile marimilor M, P, L si H care sunt constante ale aparatului si determinând valoarea lui h prin citire pe scala gradată a aparatului se poate calcula coeficientul de frecare cu relaţia:

KM H h−( )⋅

PL=




24

unde : M = masa pendulului H = inălţimea initială a pendulului h = inălţimea la care se ridică pendulul K= coeficientul de frecare al suprafeţei încercate L= lungimea pe care s-a produs frecarea P= presiunea exercitată de pendul pe suprafaţa de încercat Valoarea coeficientului de frecare se poate citi direct, in unitati S.R.T. pe scara gradata a aparatului.

Figura 5 : Pendulul SRT Valorile limita admisibile, rezultatele din determinarile efectuate cu aparatul SRT, pentru rugozitatea suprafeţelor de rulare la imbrăcaminţile executate cu lianţi bituminoşi.

Tabelul 1. Valori limită admisibile Aparatul SRT, la unităţi SRT

Caracterizarea suprafeţelor de rulare

SRT >70

Suprafaţa buna permite circulata cu viteze mai mari de 80 km/h

55<SRT<70

Suprafaţa satisfacătoare, permite circulaţia cu viteze până la 80km/h

SRT>56

Suprafaţa nesatifăcătoare, pericol de derapare




25

In prima etapă a acestui studiu am stabilit limitele domeniului de incercări, incluzând atât timpul in care se poate realiza o astfel de incercare cat si numarul ciclurilor(Nc) corespunzător , astfel incât rezultatele obţinute sa fie cat mai aproape de realitate. In a doua etapă este scoasă in evidenţă evoluţia uzurii suprafeţei de rulare la număr diferit de cicluri. Determinările in laborator s-au făcut pe o epruveta confecţionată din beton asfaltic (BA16) si o roată cu pneu având structura radială. Placa are aceleaşi caracteristici tehnice ca şi mixtură pusă in operă si a fost confecţionată din beton asfaltic (BA16).

Tabelul 2. Reţeta mixturii BA16

Tabelul 3. Valorile SRT măsurate pe placa initială

Durata Nr de cicluri SRT umed SRT umed

0 0 82.1 71.28 5 110 79.1 68.8 10 220 74.9 63.7 15 330 67.6 59.5 20 440 59.3 55.9 25 550 56.8 51.3

Echipamentul folosit pentru detereminarea uzurii suprafeţei de rulare

parcurge in decursul unui minut 22 de cicluri, un ciclu fiind reprezentat de o

Material Procent Cantitatea(g)

Criblură 8/16

25% 300

Criblură 4/8 25% 300 Nisip de concasaj

25% 300

Nisip natural

15% 180

Filer 10% 120 Bitum 6.27% 75.24 Total 100% 1275.24




26

mişcare dus-intors. In decursul acestei etape de verificare textura pneului a devenit aproape distrusă după parcugerea a 660 de cicluri.

Figura 6: Determinarea uzurii suprafeţei la 550 cicluri

Figura 7: Epruveta după 550 de cicluri




27

Grafic1 . Evoluţia SRT in timp

4. CONCLUZII

Rugozitatea imbrăcăminţilor asfaltice este o condiţie esenţială în

asigurarea siguranţei rutiere pe drumurile publice. Pentru realizarea unor imbrăcăminţi cu suprafată rugoasă la care coeficientul de frecare să se modifice cât mai puţin trebuie acordată o atenţie specială dozajului de liant, durităţii agregatelor si a execuţiei extrem de ingrijită. Criteriul de apreciere a imbrăcăminţilor asfaltice după marimea rugozităţii exprimată prin valoarea coeficientului de frecare, se poate determina făcând un studiu comparativ al reţetelor de mixtură asfaltică în scopul alegerii variantei optime folosite in execuţie. BIBLIOGRAFIE [1]. Mihai DICU “Imbracaminţi rutiere- Investigaţii si interpretări” Ed Conspress 2001.

[2]. Ramon Fenech “The influence of mixture composition on the Skidding Resistance of

Asphalt Warning Corses’’ Faculty of Architecture and Civil Engineerig, University of Malta June 2010.




28

UTILIZAREA FIBRELOR DE POLIPROPILENĂ ÎN

MIXTURI ASFALTICE. STUDIUL COMPORTĂRII LA DEFORMAŢII PERMANENTE.

Branciu Ioana – Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, Ingineria Infrastructurii Transporturilor, Anul II Master, e-mail: [email protected]

Îndrumător(i): Carmen Racănel - Şef Catedra Drumuri şi Cǎi Ferate, Conf. dr. ing. e-mail: [email protected] Rezumat

Aceasta lucrare conţine un studiu comparativ între doua reţete de mixtură asfaltică stabilizată cu fibre. Una dintre reţete conţine fibre de polipropilenă iar cea de-a doua, fibre de celuloză, ambele reţete având aceleaşi proporţii. Componenta lucrării constă în studiul comportării mixturilor asfaltice stabilizate cu fibre la deformaţii permanente în urma încercărilor efectuate în Laboratorul de Drumuri din cadrul Facultăţii de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri.

Cuvinte cheie: MASF 16, polipropilenă, celuloză, deformaţii permanente 1. Introducere

Mixturile asfaltice stabilizate cu fibre sunt realizate prin procedeul la cald şi sunt caracterizate printr-un conţinut ridicat de cribluri de minim 72% din masa amestecului total (agregate naturale şi filer), un conţinut de nisip de concasaj sort 0...4 mm de minim 15% din masa amestecului total şi un conţinut de filer de calcar 9-10% din masa amestecului total. Fibrele se adaugă în mixtură, în proporţie de 0,3...1,0% din masa acesteia, urmărindu-se realizarea unui amestec omogen de agregate, filer şi fibre, prin malaxare uscată (minim 20 sec.). Dozajul optim de bitum faţă de masa mixturii se va stabili prin determinări de laborator pornind de la un dozaj minim de bitum faţă de masa mixturii, în cazul MASF 16.

Fibrele de polipropilenă se utilizează ca adaos stabilizator la prepararea mixturilor asfaltice în scopul îmbunătăţirii proprietăţilor produsului finit şi creşterii rezistenţelor mecanice ale stratului asfaltic.




29

Avantajele fibrelor de polipropilenă sunt: - insensibile faţă de umiditate - efect stabilizator - se pot doza automat - productivitatea creşte, deoarece nu necesita timp de malaxare

Adaosul de fibre active 0,3 – 0,5 % , modifică in prima fază vâscozitatea

bitumului, datorită caracteristicilor specifice, crează în masa mixturii o reţetă tridimensională, care alături de compoziţia specifică tipului de mixtură MASF, asigură :

- o bună stabilitate la temperaturi ridicate - o bună flexibilitate la temperauri scăzute - o bună rezistenţă la uzură asigurată prin calitatea materialelor utilizate - o creştere a adezivităţii şi a aderenţei ca urmare a creşterii cantităţii de

filer şi a prezenţei fibrelor ca agent stabilizator - o bună rugozitate şi rezistenţă la abraziune conferită de textura

specifică mixturii tip MASF.

Mixtura asfaltică stabilizată cu fibre de celuloză a fost realizată in Germania acum 30 de ani şi se foloseşte pe scară tot mai largă în Europa şi în întreaga lume.

Avantajele fibrelor de celuloză sunt: rezistenţa sporită la acţiunea traficului

(rezistenţa la deformaţii, rezistenţa la uzură, rezistenţa la oboseală) şi a factorilor climatici (rezistenţa la îmbătrânire, rezistenţa la acţiunea apei) sunt asigurate de existenţa unui schelet mineral puternic, dar şi a unui mastic asfaltic cu un procent ridicat de bitum.

Fibrele de celuloză împiedică curgerea liantului de pe agregatele minerale influenţând pozitiv stabilitatea mixturii.

Îmbrăcăminţile MASF se aplică în straturi subţiri, punerea în operă fiind rapidă şi eficientă. Deformaţii permanente ale mixturilor asfaltice

Deformaţiile permanente se produc datorită încărcărilor repetate din trafic suprapuse cu temperatura ridicată.

Un fenomen important în cazul mixturilor bituminoase este cel de făgăşuire.




30

Făgăşuirea se manifestă sub forma unor neregularităţi atât in profil longitudinal, cât şi în profil transversal. În cazul mixturilor asfaltice, deformaţiile permanente apar în principal datorită fluajului bitumului din alcătuire.

Se ştie că o mixtură bituminoasă cu un volum de goluri mic şi un conţinut mare de liant are o bună rezistenţă la oboseală, dar o rezistenţă slabă la deformaţii permanente.

De asemenea o mixtură bituminoasă cu un conţinut bogat de agregate, un volum mare de goluri şi un conţinut mic de liant are o bună rezistenţă la făgăşuire, dar o rezistenţă slabă la oboseală. Proprietăţile fundamentale ale mixturilor asfaltice sunt reprezentate prin modulul de rigiditate, rezistenţa la oboseală, fluajul dinamic şi rezistenţa la formarea făgaşelor.

Deformaţiile permanente sau ornierajul în structurile rutiere asfaltice sunt rezultatul câtorva factori, incluzând:

• deformaţia în interiorul straturilor stabilizate; • deformaţia în straturile nestabilizate; • uzura suprafeţei datorată în primul rând pneurilor cu nituri şi/sau

cauciucurilor cu lanţuri. O formă folosită pentru a ilustra stadiile fluajului este reprezentată în

figura 1. Deformaţia la fluaj, pentru un nivel dat de tensiune (considerat constant in timpul încercării) este reprezentată în funcţie de timp şi este împărţită în trei stadii.

Figura 1. Stadiile fluajului

În primul stadiu, viteza de deformaţie creşte rapid cu creşterea numărului




31

de cicluri de încărcare, în al doilea stadiu, viteza de deformaţie este constantă (panta dreptei reprezintă viteza de deformaţie), iar a treia regiune prezintă stadiul de rupere, în care deformaţia creşte din nou rapid cu creşterea numărului de aplicări ale încărcării. 2. Scopul lucrării. Materiale utilizate. Confecţionarea probelor

Lucrarea îşi propune să pună în evidenţă determinarea în laborator a caracteristicilor rezultate din fluajul dinamic şi făgăşuirea mixturilor asfaltice stabilizate cu fibre în condiţii diferite de încercare.

Au fost proiectate două mixturi asfaltice, una dintre ele este o mixtură asfaltică stabilizată cu fibre de polipropilenă, iar cea de-a doua este o mixtură asfaltică stabilizată cu fibre de celuloză, cu dimensiunea maximă a granulei de 16 mm.

Materialele folosite sunt prezentate în tabelul 1:

Tabelul 1. Reţeta mixturilor asfaltice Agregate Mixtură Sursa/

tipul 8/16 4/8 0/4 Filer Fibre Bitum

Sursa/ tipul Turcoaia Holcim Polipropilenă OMV 25/55-

65 MASF 16m

polipropilenă % 45 25 13 11 0.3 5.7

Sursa/ tipul Turcoaia Holcim Celuloză OMV 25/55-

65 MASF 16m

celuloză % 45 25 13 11 0.3 5.7

Bitumul folosit este un bitum OMV modificat, cu caracteristicile din

tabelul 2: Tabelul 2. Proprietăţile bitumului

Proprietăţi Rezultate Standard Inel şi bilă (oC) 81 SR EN 1427

Penetraţie la 25oC (0.1mm) 35 SR EN 1426

Ductilitate la 25 °C(cm) 95 SR 61




32

Filerul folosit este filer Holcim, cu caracteristicile din tabelul 3:

Tabelul 3. Caracteristicile filerului Caracteristica Valori Standard

Conţinut de carbonat de calciu (%) 93.75 STAS 12801/3 - 1990

Umiditate (%) 0.34 STAS 539 - 1979

Coeficient de hidrofilie 0.69 STAS 539 - 1979

Densitate aparenta dupa sedimentare in benzen sau toluen (g/cm3) 0.67 STAS 539 - 1979

Coeficient de goluri in stare compactată 0.34 STAS 539 - 1979

În ceea ce priveşte curba granulometrică (figura2.) folosită pentru această

mixtură s-a încercat să se urmărească cât mai bine curba granulometrică recomandată de SR 174-1-2009.

Figura 2. Curba granulometrică MASF16 m

- procentul de bitum = 5.70% mixtură - procentul de fibră = 0.30% mixtură




33

Confecţionarea probelor

Epruvetele cilindrice cu dimensiunile de h=63.5 mm şi d=101.6 mm, utilizate pentru incercările de stabilitate, fluaj şi fluaj dinamic, au fost compactate prin impact cu ajutorul ciocanului Marshall. Numărul de lovituri aplicate pe fiecare faţă a probei este de 75 lovituri.

Confecţionarea plăcilor de mixtură asfaltică cu dimensiunile 30x30x5

cm se realizează prin compactarea mixturii asfaltice în tiparele încălzite în prealabil, prin 120 de treceri ale unui rulou neted cu masa totală de 150 kg şi o lăţime egală cu cea a epruvetei. 3. Tipuri de încercări 3.1. Încercarea Marshall

Probele au fost încercate la aparatul Marshall, la o temperatură de 60° C, iar parametrii rezultaţi au dat informaţii despre stabilitatea şi fluajul Marshall, conform tabelului 4.

Tabelul 4. Caracteristicile mixturii asfaltice Caracteristici

Marshall conform STAS 1338/2

MASF 16m polipropilenă

MASF 16m celuloză

S [kN] la 60°C 12.29 11.22 I [mm] la 60°C 5.15 5.4

S/I [kN/mm] la 60°C 2.388 2.113 Densitatea aparentă

[kg/mc] 2298.08 2228.70

Bitum [%] 5.70 5.70 3.2. Încercare Fluaj Dinamic (compresiune triaxială)

Pentru o investigaţie standardizată a deformaţiei trebuiesc încercate cel puţin 2 epruvete. Temperatura de încercare trebuie să fie constantă ± 1°C, pe toată durata încercării.

Metoda de încercare determină rezistenţa la deformaţii pemanente a unei epruvete cilindrice de mixtură asfaltică.




34

Condiţiile în care s-au realizat încercările sunt în concordanţă cu SR EN 12697-25 şi SR EN 13108-20, şi anume: temperatura 50°C, dar şi la alte două temperaturi 40°C, 60°C, încărcarea axială 300 kPa şi 0.8 barr presiunea laterală (figura 5).

Conditiile de incercare sunt cele din tabelul 5.

Tabelul 5.

Strat Presiunea de fretare Încărcarea axială Frecvenţa

uzură 150 kPa 300 kPa 1s/1s

În figura 3 este reprezentat, schematic, modul de lucru al aparatului, iar în

figura 4 este reprezentată înregistrarea deformaţiei axiale în timpul încercării.

Figura 3. Schema aparatului pentru determinarea fluajului dinamic

1. Piston de încărcare; 2. Proba asfaltica 3. Inel de cauciuc 4. Membrană 5. Pompa de vid




35

Figura 4. Înregistrarea deformaţiei axială funcţie de numărul de cicluri

În urma încercărilor la temperaturile de 40ºC, 50ºC, 60ºC, s-au obţinut

rezultatele din figura 5.

Figura 5. Curba de fluaj pentru mixtura asfaltică MASF 16 m polipropilenă la diferite temperaturi




36

În figurile 6 şi 8 se pot observa variaţiile modulului de fluaj (raportul dintre încărcarea aplicata – efortul vertical de compresiune şi deformaţia rezultata) în timpul încercării.

Figura 6. Modulul de fluaj pentru mixtura asfaltică MASF 16 m polipropilenă la diferite temperatura

În urma încercărilor la temperatura 50ºC, a celor doua tipuri de mixtură

asfaltică cu fibre s-au obţinut rezultatele din figura 7.

Figura 7. Curba de fluaj pentru mixtura asfaltică MASF 16 m cu fibre de polipropilenă şi cu fibre de celuloză la T= 50°C




37

Figura 8. Modulul de fluaj pentru mixtura asfaltică MASF 16m cu fibre de polipropilenă şi cu fibre de celuloză la T= 50°C

În tabelele 6 şi 7. sunt prezentate comparaţiile între valorile deformaţiilor

permanente şi valorile modulilor de fluaj aplícate pentru mixtura asfaltică MASF 16m având în vedere cele două tipuri de fibre.

Tabelul 6.

Deformaţia permanentă la

1000 1800 3600 5000 10000Tipul

mixturii

Presiunea laterală [barr]

Temp. la care au

fost încercate

[°C] pulsuri [microdef.]

MASF16m 25/55-65 Polipr.

0.8 40 6791.5 7029 7250 7396 7614

MASF16m 25/55-65 Polipr.

0.8 50 4715.5 4941 5177 5288.5 5501.5

MASF16m 25/55-65 Ppolipr.

0.8 60 2618.5 2819 3088.5 3222 3532.5

MASF16m 25/55-65 C. 0.8 50 4625.5 4883 5211 5348.5 5602




38

Rezultatele la fluaj utilizând o primă metodă de calul şi calcul modulilor de fluaj sunt prezentate în tabelul 7.

Tabelul 7.

Modulul de fluaj Parametrii şi ecuaţia în stadiul II Metoda I

(εn=A1+B1n)

En=σ/εn, kPa Tipul mixturii

A1 B1

Viteza de

fluaj fc=B1

1000 1800 3600 5000 10000MASF16mPolipr., T=40°C,300KPa, 0.8 barr

7296 0.029 0.029 442 427 414 406 394

MASF16mPolipr., T=50°C,300KPa, 0.8 barr

5100.6 0.041 0.041 636 607 579 567 545

MASF16mPolipr., T=60°C, 300KPa, 0.8 barr

2941.9 0.0607 0.061 1146 1064 971 931 849

MASF16mCel., T=50°C,300KPa, 0.8 barr

5129.1 0.0478 0.048 649 614 576 561 536

Rezultatele la fluaj utilizând o a doua metodă de calul sunt prezentate în

tabelul 8.

Tabelul 8. Parametrii ecuaţiei dreptei pe stadiul II

linear metoda II (logεn=logA+Blogn)

Tipul mixturii

A B

Deformaţia permanentă

calculată ε1000:

ε1000=A1000B


calculată ε10000:

ε10000=A10000B

MASF16m P. 40°C 3765.5 0.029 4585 4896 MASF16m P. 50°C 3517.9 0.056 5165 5871 MASF16m P. 60°C 3020.4 0.132 7523 10197 MASF16m C.50°C 3096.7 0.064 4828 5599




39

În figurile 9, 10 şi 11 sunt prezentate rezultatele deformaţiilor permanente

calculate ε1000 şi ε10000 .

Figura 9. Deformaţia permanentă calculată ε1000





40


3.3. Încercarea de Făgăşuire

Aparatura de realizare a ornierajului constă într-o roată încărcată, care se deplasează pe proba fixată. Roata realizează mişicări înainte – înapoi pe direcţia de compactare a epruvetei, iar dispozitivul cu care este prevăzut aparatul monitorizează viteza la care făgaşul se formează pe suprafaţa probei.

Proba supusă încercării a fost menţinută la temperatura de 60°C timp de 4 ore. Încercarea constă în efectuarea unui număr de 10 000 de cicluri (adică 20 000 treceri).

Acest tip de încercare pune în evidenţa adâncimea făgaşului (tabelul 9, figurile 12 şi 13), precum şi panta de făgăşuire pentru o mixtură asfaltică.

Tabelul 9.

SR EN 13108 – 1

Tip mixtură Adâncimea făgaşului

[%]

Viteza de deformaţie la

ornieraj [mm/1000cicluri]

Adâncimea făgaşului

[%]

Viteza de deformaţie la

ornieraj [mm/1000cicluri]

MASF16m P. 2.35 0.025 PRDaer 3.0 WTSaer 0.03

MASF16m C. 2.57 0.029 PRDaer 3.0 WTSaer 0.03




41

Figura 12. Adâncimea făgaşului în mm funcţie de numărul de treceri pentru cele două tipuri de mixturi asfaltice studiate

Figura 13. Adâncimea făgaşului în % funcţie de logaritmul numărului de treceri pentru cele două tipuri de mixturi asfaltice studiate




42

Caracteristicile fizico-mecanice ale mixturilor asfaltice stabilizate cu fibre trebuie să se încadreze în limitele din tabelul 10.

Tabelul 10. Caracteristrici fizico-mecanice

Rezultate obţinute în laborator

SR- 174-1-2009

Strat de uzură

Nr. crt. Caracteristica

MASF 16m P.

MASF 16m C.

MASF 16 m

1

Rezistenţa la deformaţii permanente (fluaj dinamic) - deformţia la 50 °C, 300 Kpa şi 1800 impulsuri, μm/m/ciclu, maxim -viteza de deformaţie la 50°C, 300 Kpa şi 1800 impulsuri, mm/m/ciclu, maxim

4941

0.282

4883

0.322

30 000

3

0.025 0.029 0.7

3 Rezistenţa la deformaţii permanente, la 60°C (ornieraj) -viteza de deformaţie la ornieraj, mm/1000 cicluri Numărul mediu de vehicule 3000...6000, maxim -adâncimea făgaşului, %, pentru grosimea probei de 50 mm 3000...6000, maxim

2.35 2.57 8

4. CONCLUZII

Din studiul prezentat rezultă concluziile de mai jos:

o Studiile de laborator s-au realizat pe probe de mixtură asfaltică stabilizată cu fibre realizată în laborator şi au constat în încercări de fluaj dinamic şi încercări de ornieraj.




43

o Probele au fost realizate din: mixtură asfaltică stabilizată cu fibră MASF 16m, confecţionate cu două tipuri de fibră(polipropilenă şi celuloză);

o Materialele componente mixturii bituminoase influenţează caracteristicile acestora. Datorită faptului că mixtura asfaltică are în alcătuire mai mulţi compuşi, caracteristicile fiecăruia influenţează într-o anumită proporţie răspunsul final al mixturii asfaltice.

o Având în vedere alcătuirea mixturii asfaltice (agregate, filer şi bitum) putem spune că este formată din trei faze: faza solidă (agregate), faza vâsco-elasto-plastică (liantul) şi faza gazoasă (golurile de aer).

o Caracteristicile liantului bituminos se transmit şi influenţează proprie-tăţile fizico-mecanice ale mixturii asfaltice funcţie de tipul, natura şi conţinutul său.

o Curba granulometrică a mixturii asfaltice se încadrează în limitele granu-lometrice prevăzute în SR-174-1-2009 pentru mixtura asfaltică stabilizată cu fibre MASF 16.

Referitor la deformaţiile permanente se poate spune că:

o Presupun trei mecanisme, şi anume: deformaţii permanente de structură, de fluaj şi de uzură.există atât factori externi, cât şi interni în producerea deformaţiilor permanente.fluajul are trei stadii: fluaj nestabilizat, stabilizat şi cedarea. Fluajul este favorizat de temperatura ridicată.

Curbele de fluaj obţinute pentru mixturile asfaltice studiate prezintă primele doua stadii ale fluajului (nestabilizat şi stabilizat).

În general rezultatele obţinute la fluaj dinamic şi făgăşuire arată comportări asemănătoare ale mixturii studiate indiferent de tipul de fibră. Astfel folosirea fibrelor de polipropilenă poate fi o bună soluţie pentru mixtura MASF16 . Pentru mixtura cu fibre de polipropilenă, se constată că o creştere a temperaturii de testare cu 20°C conduce la o creştere a deformaţiei ε1000,calc şi ε10000,calc cu aproximativ 60% respectiv 50%. Creşterea temperaturii cu 10°C, de la 40°C la 50°C, se constată că aduce o creştere mai mare a deformaţiei permanente, în medie cu 40% comparativ cu aceeaşi creştere de 10°C, dar de la 50°C la 60°C, pentru care creşterea deformaţiei permanente calculată dupa 1000




44

şi 10000 cicluri este în medie cu 30%. Modulul de fluaj scade atunci când temperatura creşte cu 20°C, cu aprox 50 %. Viteza de fluaj îşi dublează valoarea atunci când temperatura creşte de la 40°C la 50°C.

În ceea ce priveşte testul de ornieraj se poate spune că mixturile asfaltice

stabilizate cu fibre au o comportare bună atât din punct de vedere al adâncimii făgaşului, cât şi al vitezei de deformaţie.

BIBLIOGRAFIE [1]. ROMANESCU C, RĂCĂNEL C. : ” Reologia lianţilor bituminoşi şi a mixturilor

asfaltice”,2003. [2]. [3]. [4]. [5]. [6]. [7]. [8]. [9]. [10]. [11].

SR EN 13108 – 1 “Mixturi asfaltice — Specificaţii pentru materiale — Part 1: Betoane asfaltice.” Mai 2006 SR 174-1 “Lucrări de drumuri. Îmbrăcăminţi bituminoase cilindrate executate la cald. Partea 1: Condiţii tehnice pentru mixturi asfaltice”, 2009. SURLEA CLAUDIA: ” Mixturile bituminoase aeroportuare supuse încărcărilor repetate “,Teză de doctorat, 2011 ; BURLACU ADRIAN: “Contribułii privind influenła modului de încercare asupra aprecierii comportării mixturilor asfaltice în exploatare”, 2011; RĂCĂNEL C.: “Proiectarea modernă a reţetei mixturii asfaltice.”, 2004; JERCAN S., ROMANESCU C., DICU M. : “Construcţia drumurilor – încercări de laborator.”, 1992; SR EN 12697-25. “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald. Încercarea la compresiune ciclică”, 2005; SR EN 12697-22. “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald. Încercarea de ornieraj” , 2008; SR EN 12697-34. “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald.Încercarea Marshall”.2004 SR EN 12697-35+A1. “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald. Malaxarea în laborator. ”, 2008




45

[12]. [13].

RĂCĂNEL CARMEN, BURLACU ADRIAN: “Influenţa modului de compactare asupra caracteristicilor mixturilor asfaltice”, Simpozion CAR 2010 RĂCĂNEL CARMEN, BURLACU ADRIAN: “Influenţa condiţiilor de încărcare pentru încercarea de fluaj dinamic”, Simpozion CAR 2010

[14]. STAS 1338/2-87. “Mixturi asfaltice şi îmbrăcăminţi bituminoase executate la

cald.Metode de determinare şi încercare”. [15]. STAS 1338/2-87. “Mixturi asfaltice şi îmbrăcăminţi bituminoase executate la

cald.Prepararea mixturilor, pregătirea probelor şi confecţionarea epruvetelor”.1984




46

STUDIUL SI DIMENSIONAREA UNEI STRUCTURI CU FUNCTII COMPLEXE PENTRU CALEA FERATA

Chirita Adriean Gheorghe, Facultatea CFDP, Sectia IIT, anul de studiu II, e-mail: [email protected] Îndrumător:Anton Chirica prof univ.dr.ing, Universitatea de Constructii Bucuresti e-mail: [email protected] Rezumat : 1. Amplasamentul investitiei

Sectiunea analizata cuprinsa intre km 456++152 si km 456+295 face parte din Tronsonul de cale ferată cuprins în intervalul Orastie - Simeria si este componenta a Coridorului IV Pan-European

Figura 1. Pozitia in plan a traseului existent si deviat-analizat

2. Necesitatea investitiei Necesitatea investitiei are in vedere , acordul Romaniei cu tarile Europene de a asigura ca traficul pe calea ferata sa se desfasoare in conditii de viteza maxima 160km/h si in conditii de maxima securitate impuse de normele europene UIC si acordurile international.. Pentru acesta, s-a intocmit un studiu de fezabilitate , iar varianta tehnico- economica aleasa fiind cea mai viabila.




47

3. Scopul studiului

Scopul acestui studiu este de a stabili o solutie viabila constructiva de realizare a liniei de cale ferata pe noul traseu ales din studiul de fezabilitate , tanand cont de conditiile topografice si geotehnice pe sectorul nou proiectat intre km 456++152 si km 456+295.

4. Topografia

Traseul feroviar atat cel existent cat si pentru sectiunea deviata nou proiectata studiata, se află în albia majoră a Mureşului, aceasta fiind una din cauzele apariţiei a numeroase defecte ale infrastructurii căii existente: înmuieri ale rambleului, tasări, alunecări de taluzuri, etc, care atrag după sine si unele defecte la suprastructura căii. 5. Geologia, seismicitatea

Din punct de vedere geologic zona se caracterizeaza prin depozite de pietrişuri, nisipuri şi mai puţin aluviuni argilos-prăfoase.

Din punct de vedere hidrologic, reţeaua hidrografică a regiunii este colectată de râul Mureş. Această reţea este caracterizată prin debite permanente importante care deseori, primăvara la dezgheţ produc inundaţii care afectează căile de comunicaţii.

Din punct de vedere hidrogeologic zona c.f. se caracterizează prin prezenţa unei pânze freatice libere, cu nivel oscilant funcţie de nivelul apelor Mureşului sau afluenţilor săi. În general nivelul hidrostatic este situat la adâncimi ce variază de la 2m la 5 m de la suprafaţa terenului.

După normativul P 100-1/2006 intervalul Coşlariu-Simeria face parte din zona seismică de calcul F, cu un coeficient Ks = 0,08 şi o perioadă de colţ Tc = 0,7 sec. şi acceleraţia terenului pentru proiectare ag pentru cutremure având intervalul mediu de recurenţă IMR = 100 ani pe zona studiată este de 0,12g. După STAS 11100⁄1-93 se încadrează în zona seismică de gradul D. Pe sectiunea considerata s-a efectuat un foraj geotehnic BHV-23 in care s-a stabilit litografia terenului:




48

Tabelul 1.Parametrii geotehnici pe fiecare strat Nr. Greutatea

specifica [kN/m³]

Greut. specifica in regim saturat

[kN/m³]

Coeziunea

[kN/m²]

Unghiul de

frecare interna

[°]

Grosimea[m]

Descriere

1 16.0 18.0 0.0 15.0 0.35 Teren vegetal 2 19.0 21.0 20.0 15.0 3.65 Argila prafoasa

negricioasa 3 19.0 21.0 0.0 36.0 4.6 Pietris mic cu nisip 4 21.0 23.0 24.0 21.0 8.4 Argila prafoasa

marnoasa 5 18.0 20.0 0.0 23.0 2.5 Nisip fin slab prafos 6 21.0 23.0 24.0 21.0 5.5 Argila prafoasa

marnoasa 7 21.0 23.0 60.0 25.0 1.8 Marna cenusie plastic

tare cu oglinzi frictiune

8 21.0 23.0 60.0 25.0 1.2 Marna cenusie plastic tare

9 21.0 23.0 60.0 25.0 7.6 Marna cenusie plastic tare cu oglinzi

frictiune Nota: Prezenta panzei freatice se gaseste la adancimea de1.00m de la supraf, terenului natural 6. Discutii asupra solutiilor alternative

Datorita conditiilor geotehnice , respectiv prezenta unor surse de apa subterane care alimenteaza bazinul Muresului, afectand zona studiata, este necesara o consolidare care sa nu permita atat infiltarea apei in zona caii , cat si sa asigure o stabilitate a taluzului debleului.

Pentru realizarea consolidarii taluzelor terasamentului s-au studiat mai multe solutii tehnice dintre care voi prezenta trei solutii mai importante.: a) Zid de sprijin din pamant armat cu geogrile si elemente de fatada din beton Principalul criteriu de dimensionare a acestor structuri îl constituie asigurarea stabilităţii sub greutate proprie şi, eventual, sub posibilele încărcări exterioare.




49

b) Perete mulat din coloane secante din beton armat si radier(cuva din beton armat)

In aceasta solutie elementele de rezistenta sunt: ‐ coloanele secante de 1200mm cu tubaj recuperabil care preia

impingerile data de pamant,actiuni dinamice,supraincarcari, si presiunea apei freatice. Solicitarea preponderenta este reprezentata de momentul incovoietor.

‐ grinzile transversale din beton armat dispuse din 4.10m interax (la fiecare a 5-a coloana secanta) care asigura stabilitatea peretilor mulati. Solicitarea preponderenta este reprezentata de compresiune centrica.

‐ centura de solidarizare a capetelor coloanelor ce asigura rigiditatea diafragmei.

Radierul(cuva din beton armat) ce se aseaza peste platforma caii nu participa la preluarea actiunilor date de versanti. c) Perete autoportant din coloane secante din beton armat si radier

In acest caz se admite schema simplificata de calcul, considerand cazul materialelor necoezive

- presiunile de deasupra punctului de rotatie sunt impingerea activa in spatele peretelui si rezistenta pasiva in fata peretelui;

- centrul de rotatie se afla la circa 0.2Df de baza peretelui - presiunile ce se dezvolta sub centrul de rotatie, sunt inlocuite cu o

rezultantaR ce actioneaza in central de rotatie. 7. Calculul elementelor pentru diferitele solutii: 7.1 Calculul coloanelor secante(neautoportante) ce formeaza peretele mulat Calculul s-a efectuat cu ajutorul programului GeoStru aplicand metoda elementelor finite. GEOMETRIE: sectiune Sectiune Circulara cu bare Beton C40/50 Otel B450C Nume fi1200 dubli Diametru 1.2 m Dispunere secanti Interaxis Longitudinale 1.025 m Interaxis Trasversale 1.025 m




50

Date generale Presiunea -in stare de repaos K0 (Jaky) Presiunea pasiva – conf. Coulomb (CSN730037) Presiunea data de seism- conf. Mononobe Okabe Norme aplicate: Eurocod 7 Calcul ; Starea limita ultima(SLU) Combinatii: GEO;STRU;HYD FAZA I

Figura 2. Dispunerea presiunilor faza I




51

Figura 3. Diagrame de eforturi sectionale si deplasari combinatia A2+M2+R1 FAZA II

Figura 4. Dispunerea presiunilor faza II




52

Figura 5. Diagrame de eforturi sectionale si deplasari combinatia A2+M2+R1

Tabel 2. Valori cu rezultate ale eforturilor sectionale in cele 2 faze

Faza Combinata Presiune

[kN/mp] Moment

incov.[kNm/m]F.

taietoare[kN/m] Deplasare

[cm] I A1+M1+R1 212.92 1116.66 770.33 0.04 I A2+M2+R1 246.31 1313.75 883.98 0.05 I HYD 245.36 1296.21 872.69 0.05 II A1+M1+R1 225.83 1436.52 916.88 0.06 II A2+M2+R1 262.62 1687.39 1053.27 0.07 II HYD 259.46 1665.2 1040.0 0.07

7.2 Calculul coloanelor secante autoportante ce formeaza peretele mulat Adancimea la care se realizeaza egalarea impingerii active cu rezistenta pasiva este :

maKK

KD

KKKD

aap

a

ap

a 08.1*)(*

**=⇒

−=

−=

γγ ;

iar fisa necesara Df rezulta din echilibrulde momente fata de punctul C




53

mDKKD

hDaDRa

a

a fapf

fa 5.170)(*6

)(*3

=⇒=−−−++

Fisa totala rezulta aa fff DaDD 2.0++= =22.08m

Momentul maxim apare in sectiunea de anulare a fortei taietoare si are valoarea:

γ*)(*6

)(*3

max apa KKzhzaDRM −−−++= unde: )(*

*2

ap

a

KKR

z−

=γ

7.3 Calculul zidului de sprijin in trepte din pamant armat cu geogrile

Figura 6. Analiza zid sprijin trepte din pamant armat

Analiza de stabilitate a fost efectuata cu metoda Bishop; factorul de siguranta Fs=1.307

7.4 Dimensionarea grinzilor principale transversale Prin procedeul de suprapunere al efectelor in calcul liniar elastic, cu ajutorul programului Axis prin metoda elementelor finite s-a putut determina eforturile sectionale ale grinzii.In urma calculului si de stabilitate locala (flambaj lateral) s-a verificat dimensiunile grinzii, aceasta adopatanduse de 1.20mx1.20m




54

Figura 7. Diagrama deplasarilor ez

Figura 8. Diagrama momentelor incovoietoare My




55

8. Concluzii La alegerea variantei s-a tinut cont in special de conditiile severe de siguranta in circulatie a caii pe care trebuie sa le indeplineasca , cat si de posibilitatea exploatarii si intretinerii caii in bune conditiuni. S-a avut in vedere si posibilitatea eliminarii unor riscuri posibile de ordin natural, prin cresterea nivelului apelor freatice, ducand practic la baltirea apei in zona sectiunii de cale analizata. Comparand solutia -ziduri de sprijin in trepte din pamanturi armate cu geogrile si cea data de cele doua solutii cu pereti mulati din coloane secante, se desprinde idea ca realizarea zidurilor de sprijin se face in front de lucru deschis fara un ecran de protective impotriva expansiunii apei, iar drenarea, si epuisarea apei se face in mod continuu, ajungandu-se pana la o egalizare a cotei piezometrice a apei din regiune, si ulterior cresterea acestei cote prin acumularea de la izvoare a apei. Totodata , antrenarea apei prin epuisare, conduce la crearea unei presiuni de absorbtie, care accelereaza procesul de hidrodinamicitate al apei, rezultand eroziuni create in straturile versantilor si afectand stabilitatea generala a taluzurilor. Insa tehnologia de executie a peretilor mulati cu coloane secante si tubaj recuperabil are la baza executarea lucrarilor de excavatie la protctia peretilor mulati executati. Dupa forarea coloanelor , introducerea carcaselor de armatura si turnarea lor se poate cofra , arma si turna betonul armat la nivelul terenului si executa concomitant centura de solidarizare longitudinal a peretelui mulat si grinzile transversale , asigurandu-se in noduri o incastrare perfecta. Din comparatia intre cele doua solutii cu pereti mulati din coloane secante una autoportanta iar cealalta neautoportanta, s-a ales ca varianta finala solutia neautoportanta, datorita faptului ca se elimina o posibila cedare cu deplasare prin rotatie in jurul punctului de rotire, ceea ce ar rezulta acumularea de eforturi mari in cuva de beton care este de sine statatoare si nu participa la preluarea eforturilor sectionale data din impingeri laterale ale pamantului.Aceste rotiri, foarete mici ar induce eforturi sectionale mari in peretii cuvei ducand la cedarea lor. Pe de alta parte se tine cont si de fisa destul de lunga care trebuie incastrata in pamantul bun de fundare reprezentat de marna.




56

9. Anexe

FIR

I

FIR

II

10.8

5

8.35

25.8

5

1.50

1.00

1.70

0.10 0.500.101.20

0.10

1.05

8.101.70

0.806.50

15.0

01.

20

2.55 2.550.70 0.70

1.35

0.65 1.50 0.204.20 3.253.25 1.20 1.000.401.20 0.40

2.20

1.00

2.20 11.50

15.90

0.20 1.50 0.65

Hidroizolatie

4.2501 1.0250 0.5750

Figura 9. Profil tranversal tip

Tip 1, L=144m

Tip 1, L=144m1 Type, L=144m

Sant

Sant acoperit

Sant

Sant acoperit

Platforma de mentenanta 40x21.5

Figura 10. Plan de situatie proiectat




57

Figura 11. Dispozitie generala

10 BIBLIOGRAFIE : ENV 1997-2:1999 Eurocod 7 – “Proiectarea geotehnică. Partea 2 – Proiectarea geotehnică asistată de încercări de laborator” ENV 1997-3:1999 Eurocod 7 – “Proiectarea geotehnică. Partea 3 – Proiectarea geotehnică asistată de încercări de teren” “Ghid privind proiectarea structurilor din pământ armat cu materiale geosintetice şi metalice “Normativ privind proiectarea lucrarilor de sustinere-2008” P100-1/2006 Partea I- Prevederi de proiectare pentru cladiri NE 008-1997-“Normativ privind îmbunătăţirea terenurilorde fundare slabe, prin procedee mecanice.Compactare cu maiul f.greu” CR 2-1-1.1-2005 “Cod de proiectare a construcţiilor cu pereţi structurali de beton armat” GP 042-1999 “Ghid de proiectare pentru structuri din betonarmat cu armătură rigidă (BAR)” GP 093-2006 “Ghid privind proiectarea structurilor de pământ armat cu materiale geosintetice şi metalice” NP 045 – 2000 “Normativ privind încercarea în teren a piloţilor de probă şi a piloţilor din fundaţii”




58

INFLUENŢA GRADULUI DE COMPACTARE ASUPRA

CALITĂŢILOR MIXTURILOR BITUMINOASE ÎN EXPLOATARE

Autor: Draica Vasile Nicuşor , Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, Master Ingineria Infrastructurii Transporturilor, anul II , e-mail: [email protected]; Îndrumător: Diaconu Elena , Prof. Dr. Ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, e-mail: [email protected]; Rezumat Referitor la importanţa compactării, un cercetător spunea: „Compactarea şi densificarea mixturilor asfaltice sunt cele mai importante operaţii din timpul construcţiei unui drum, dacă ne referim la performanţa finală a drumului, indiferent de grosimea stratului aşternut. …Singurul control important al construcţiei, ce va duce la o perioadă lungă de serviciu, este compactarea”. Studiul influenţei gradului de compactare asupra calităţilor mixturilor asfaltice este important deoarece în cazul efectuarii unei compactări insuficiente se obţine un strat din mixtura asfaltică cu un volum mare de goluri, permeabil la acţiunea apei şi cu calităţi mecanice insuficiente. În prezenta lucrare s-a arătat că straturile rutiere insufiecient compactate iniţial vor fi îndesate prin circulaţie, însă în mod neuniform, formându-se făgaşe cu toate consecinţele ce derivă din aceastea. Comportarea mixturilor asfaltice s-a investigat prin efectuarea conform normelor europene a următoarelor încercări : încercarea Marshall, calculul volumului de goluri, modul de elasticitate dinamic (întindere indirectă IT-CY) şi încercarea la ornieraj. Cuvinte cheie: grad de compactare, rigiditate, volum de goluri, făgaşe, întindere indirectă.

1. INTRODUCERE

Drumurile se densifică cu creşterea volumului de trafic, până când se stabilizează. Traficul va compacta drumul la densitatea finală, care este atinsă uzual după a treia vară de trafic.




59

Iniţial, mixtura este compactată corespunzător unui volum de goluri mai mare. După construcţie, încărcările date de trafic densifică stratul asfaltic, în special în timpul lunilor călduroase, până când se atinge densitatea finală . Pentru studierea importanţei gradului de compactare asupra mixturilor asfaltice s-a ales proiectarea reţetei betonului asfaltic de tip BA16 , iar materialele folosite sunt bitum IPLOM 50/70 lot 1, agregate de Cerna şi filer de Holchim.

2. ALEGEREA REŢETEI OPTIME PENTRU STUDIU

Cea mai simplă şi mai utilizată metodă de a alege amestecul cu alcătuirea optimă este: faţă de valoarea procentului de liant calculat se aleg câteva valori mai

mari şi câteva mai mici, pentru care se confecţionează corpuri de probă tip Marshall; acestea se încearcă (se determină stabilitatea şi fluajul) în laborator, iar procentul de bitum care conduce la cea mai bună comportare mecanică este cel care va defini reţeta.

Cei patru factori care trebuie studiaţi în procesul de alegere a unei alcătuiri (reţete) de mixtură asfaltică (bituminoasă) sunt:

agregatele: curba granulometrică, rezistenţe mecanice, durabilitate, starea fizică (gradul de curăţenie, de alterare);

filerul : cel mai frecvent utilizat, dar şi cu cele mai bune rezultate este obţinut din măcinarea pietrei de calcar; se mai utilizează pulberea de var stins, unele deşeuri.

bitumul: tip, comportare reologică, aditivat, modificat . procentul de bitum din amestec: cel mai important aspect al studiului; de

el depinde în cea mai mare parte reuşita unei reţete.

În urma încercării Marshall se observă că procentul de bitum raportat la mixtură Pb=5.9% (6.27% raportat la agregate) conduce la cea mai bună comportare mecanică a betonului asfaltic BA16 .




60

Tabelul 1. Reţeta pentru betonul asfaltic BA16

Material Procent(%) Cantitatea(g)

Criblură 8/16 25% 300 g Criblură 4/8 25% 300 g

Nisip de concasaj 25% 300 g Nisip natural 15% 180 g

Filer 10% 120 g Bitum 6.27% 75.24 g Total 1275.24 g

3. OBIECTIVE URMĂRITE

Studiul comportării mixturii bituminoase tip BA16 alcătuită în diverse condiţii de compactare:

A) compactarea cu 35 de lovituri pe strat B) compactarea cu 50 de lovituri pe strat C) compactarea cu 75 de lovituri pe strat

4. ÎNCERCĂRI DE LABORATOR EFECTUATE

4.1. Stabilitatea şi fluajul Marshall

Încercarea se face pe epruvete cilindrice, cu diametrul 101,6 mm şi înălţimea de 63,5 mm, la temperatura de 60°C şi constă în a supune la forfecare probe parţial fretate, prin comprimarea diametrală a unor corpuri cilindrice, aşezate între două fălci metalice.




61

Figura 1. Aparatul Marshall Figura 2. Probe Marshall

Tabelul 2. Încercarea Marshall pe probe compactate cu 35 lovituri (A)

Proba1 6.27% 35 1201.20 1201.60 719.00 997.10 2481.80 101.00 61.00 6.50 4.00 1.63

Proba % bitum numar lovituri

Masa in aer

Masa sat. in aer

Masa sat. in apa

Densitate apa

Densitate aparenta

Diametrul [mm]

Inaltimea [mm] S [KN] I [mm] S/I

[KN/mm]

Figura 3. Rezultate stabilitate şi fluaj Marshall - compactare cu 35

lovituri




62

Tabelul 3. Încercarea Marshall pe probe compactate cu 50 lovituri (B)

Proba4 6.27% 50 1201.50 1201.80 720.30 997.10 2488.09 101.00 60.00 6.50 3.20 2.03


Masa in aer

Masa sat. in aer

Masa sat. in apa

Densitate apa

Densitate aparenta

Diametrul [mm]


[KN/mm]

Figura 4. Rezultate stabilitate şi fluaj Marshall - compactare cu 50 lovituri

Tabelul 4. Încercarea Marshall pe probe compactate cu 75 lovituri (C)

Proba7 6.27% 75 1201.30 1201.80 722.00 997.10 2496.49 101.00 60.00 6.50 3.00 2.17


Masa in aer

Masa sat. in aer

Masa sat. in apa

Densitate apa

Densitate aparenta

Diametrul [mm]


[KN/mm]

Figura 5. Rezultate stabilitate şi fluaj Marshall - compactare cu 75 lovituri




63

4.2. Calculul volumului de goluri

Volumul de goluri (porozitate permanentă) al epruvetelor din mixtura asfaltică se obţine prin calcul pe baza densităţii (ρ), stabilită prin calcul şi a densităţii unitare, aparente (ρa). V g =(1- ρa/ ρ)*100 (%) Volumul de goluri (%)= (1-ρ mixt compactata/ρ mixt necompactata)*100 unde: ρa – densitatea unitară aparentă a mixturii asfaltice, în g/cm3 ;

mmixt - masa mixturii; m1 - masă vas gol; m2 - masa vasului cu apă; m3 - masa vasului cu apă +mixtură; vol mixtura=m2+m mixt-m3

ρ mixt necompactata = m mixt/ V mixt

Tabelul 5. Calculul volumului de goluri

RETETA NR. PROBA

% BITUM

NR. LOVITURI

ρ mixt compactata

m mixtura (grame)

masa vas gol (grame)

masa vas plin cu apa (grame)

masa vas apa

+mixtura (grame)

volum mixtura (cm³)

ρ mixt necompactata

volum goluri (%)

RETETA1 BA 16 1 6.27 35 lovituri 2.47 342.30 457.40 1481.30 1694.00 129.60 2.64 6.34

RETETA1 BA 16 4 6.27 50 lovituri 2.49 301.30 458.40 1494.40 1680.50 115.20 2.62 4.87

RETETA1 BA 16 7 6.27 75 lovituri 2.50 347.90 3.87457.60 1476.00 1690.00 133.90 2.60

4.3. Încercarea de întindere indirectă – IT-CY (SR EN 12697-24 Anexa E)

Este încercarea ce pune în evidenţă comportarea globală a materialului

supus la solicitarea de întindere indirectă (compresiune pe generatoare) rezultând o estimare a modulului de elasticitate dinamic.




64

Figura 6. Aparat pentru încercarea de întindere indirectă IT-CY Tabelul 6. Rezultate încercare de întindere indirectă IT-CY

Proba2 101 61 20 0.35 0.8 84.7 129 5 0.69 1672 1743Proba2 101 61 20 0.35 0.8 80.2 124 4.7 0.66 1680 1728Proba5 101 60 20 0.35 0.9 96.4 130 4.9 0.67 1921 1986Proba5 101 60 20 0.35 0.8 89.2 129 4.9 0.68 1785 1846Proba8 101 60 20 0.35 1.1 112.7 127 5 0.68 2215 2301Proba8 101 60 20 0.35 1 109.7 125 5 0.66 2140 2203

Efort orizontal

(KPa)

timpul de crestere

(ms)

deformatia orizontala

(um)

Factorul local de

incarcare (M )

modul de elasticitate

(Mpa)

modul de elasticitate

ajustatProba diametrul

(mm)grosimea

(mm)temperatura(

deg c)coeficientul lui Poisson

Forta (kN)

4.4. Încercarea la ornieraj

În laborator, la scară redusă, încercarea constă din trecerea unei roţi peste o placă din mixtură asfaltică cu dimensiunile 30.5 x 30.5 x 5 cm. Caracteristicile acestui test sunt durata de încărcare (sau numărul de cicluri) şi temperatura la care se face încercarea (60º C). Cele două elemente principale ale încercării sunt adâncimea făgaşului (în mm – conform SR 174-1/2009 şi în %, conform EN 12697-22/2005) şi panta de ornieraj .

Figura 7. Aparat încercarea la ornieraj




65

Rezultate încercarea la ornieraj

Figura 8. Reprezentare grafică număr de treceri-adâncimea făgaşului(mm)

proba 1- BA16 proba 2- BA16

Figura 9. Reprezentare grafică număr de treceri-adâncimea făgaşului(mm)

proba 3-BA16

5. CONCLUZII

Iniţial, mixtura este compactată corespunzător unui volum de goluri mai mare. După construcţie, încărcările date de trafic densifică stratul asfaltic, în special în timpul lunilor călduroase, până când se atinge densitatea finală.




66

5.1. Comportarea la deformaţii sub sarcină (din încercarea Marshall)

Figura 10. Reprezentare grafică număr de lovituri - indice de curgere I

(mm) În urma încercării Marshall se observă că pentru aceeaşi valoare a

stabilităţii (S =6.5 KN conform SR 174-1-2002) indicele de curgere scade odată cu creşterea numărului de lovituri aplicate pentru compactarea probei.

Cu cât gradul de compactare este mai mare cu atât corpurile au o comportare mecanică mai bună.

5.2. Variaţia volumului de goluri in functie de gradul de compactare

Figura 11. Reprezentare grafică volum de goluri - număr de lovituri

Volumul de goluri scade odată cu creşterea numărului de lovituri aplicate probei pentru compactare. Un volum mic de goluri asigură o calitate superioară mixturilor asfaltice deoarece structura devine impermeabilă la acţiunea apei şi




67

previne tasările ulterioare din trafic care, de cele mai multe ori, sunt inegale conducând la apariţia fagaşelor. Nu trebuie insă coborât sub o valoare limita (cca 4%) dincolo de care deformaţiile materialului devin necontrolate.

5.3. Variaţia modulului de elasticitate dinamic funcţie de gradul de compactare

Figura 12. Reprezentare grafică număr de lovituri - modul de elasticitate

dinamic Modulul de elasticitate dinamic măsurat în MPa şi determinat în urma

încercării de întindere indirectă – IT-CY este direct proporţional cu numărul de lovituri aplicate probei pentru compactare. Cu cât stratul de mixtură este mai bine compactat cu atât rezistă mai bine şi la oboseală, crescând durata de viaţă a drumului.

5.4. Variaţia adâncimii fagaşului funcţie de gradul de compactare Tabelul 7. Rezultate obtinute încercarea la ornieraj

Valori obtinute conform SR EN 13108-1/2005

Condiţii tehnice SR 174-1:2009

Proba

Adâncimea făgaşului,

[%] la 10000 cicluri pentru

grosimea de:50mm

Viteza de deformaţie la ornieraj[mm/10000

cicluri


[%] PRDAIR

Viteza de deformaţie la ornieraj [mm/10000

cicluri] WTSAIR


%

Viteza de deformaţie la ornieraj[m/10000 cicluri]

1 1.29 0.06 PRDAIR1.5 WTSAIR0.06

2 1.13 0.05 PRDAIR1.0 WTSAIR0.05

3 0.92 0.04 PRDAIR1.0 WTSAIR0.04

Max .9 Max. 1




68

0.00

0.50

1.00

1.50

2.00

2.50

3.00

0 5000 10000 15000 20000 25000

Ada

ncim

e fa

gas,

mm

Numar treceri

BA16 proba1

BA16 proba2

BA16‐proba 3

Figura 13. Reprezentare grafică număr de cicluri-adâncimea făgaşului(mm)

proba 1,proba2,proba3 - BA16

În final putem concluziona că adâncimea fagaşului este invers proportională cu numărul de lovituri aplicate probei pentru compactare (gradul de compactare). Gradul de compactare al mixturilor este foarte important în ceea ce priveşte apariţia fagaşelor mai ales în lunile calduroare, deoarece sub trafic stratul de mixturi se va compacta neuniform ducând la apariţia acestor defecte. Făgasele în straturile asfaltice sunt cauzate de deformaţii plastice irecuperabile între urmele roţilor. Aceste deformaţii apar datorită efectelor colective ale repetării încărcărilor,volume de trafic mari, temperaturi ridicate şi pneuri cu presiuni mari. Rezultatele obţinute se inscriu în gama de informaţii cunoscute în acest moment cu privire la compactarea straturilor asfaltice. Acest tip de studiu poate reprezenta un sprijin în alegerea limitelor prescrise de SR174 cu privire la gradul de compactare recomadat pentru fiecare tip de mixtură bituminoasă.




69

BIBLIOGRAFIE:

[1]. STAN JERCAN, CONSTANTIN ROMANESCU ŞI MIHAI DICU : “Construcţia drumurilor , Incercări de laborator” – Institutul de Construcţii Bucureşti,1992

[2]. GEORGETA FODOR ŞI NADIA POPESCU : “ Structuri

Rutiere Suple şi Semirigide , Dimensionare şi alcatuire, Ghid Tehnic “ , Editia a II-a revizuita 2009

[3]. Prof.univ.dr.ing. ELENA DIACONU, conf.univ.dr.ing. CARMEN RĂCĂNEL : “Note de Curs Anul IV - Suprastructură “

[4]. Prof. dr.ing. ELENA DIACONU : “Note de Curs Master - Investigaţii Rutiere Complexe”

[5]. SR 174 -1- 2009 – “Imbracaminti bituminoase executate la cald – Conditii tehnice pentru mixture asfaltice”

[6]. STAS 1338/2-87 - "Lucrări de drumuri. Mixturi asfaltice şi îmbrăcăminţi bituminoase executate la cald. Metode de determinare şi încercare".

[7]. SR EN 12697-26:2004 – “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald. Partea 26: Rigiditate”

[8]. SR EN 12697-24:2004 – “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald. Partea 24: Rezistenta la oboseală




70

EVALUAREA INFLUENŢEI TIPULUI DE BITUM ÎN CAZUL

MIXTURILOR ASFALTICE CU FIBRE FOLOSIND ÎNCERCAREA LA ÎNCOVOIERE ÎN PATRU PUNCTE

Autor: Ghinea (Enache) Otilia Simona, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, Secţia Ingineria Infrastructurii Transporturilor, An II, e-mail: [email protected] Îndrumător: Răcănel Carmen, Conferenţiar doctor inginer, Universitarea Tehnică de Construcţii Bucureşti, e-mail: [email protected] Rezumat:

Mixturile asfaltice sunt amestecuri, obţinute pe baza unor dozaje judicios stabilite, din agregate naturale sau artificiale şi filer aglomerate cu bitum printr-o tehnologie adecvată. Sunt folosite ca strat de uzură sau ca strat de bază într-o structură rutieră pentru a distribui eforturile din încărcări şi pentru a proteja straturile granulare inferioare de pătrunderea apei. Pentru a realiza într-un mod adecvat aceste două funcţii, mixtura trebuie, de asemeni, să reziste efectelor aerului şi apei, să reziste deformaţiilor permanente şi să reziste fisurilor cauzate de încărcări şi de mediu.

Bitumul are importanţă hotărâtoare în comportarea mixturilor asfaltice; de el depind caracteristicile reologice şi, în general, rezistenţele mecanice ale acestora.

Obiectivul principal al acestei lucrări este acela de a evalua, prin încercări la încovoiere în patru puncte, influenţa tipului de bitum în cazul mixturii asfaltice stabilizate cu fibre, asupra rigidităţii acesteia.

Cuvinte cheie: bitum, mixtură asfaltică, modul de rigiditate 1.INTRODUCERE

Mixturile asfaltice sunt materiale de construcţii realizate din

amestecuri obţinute pe baza unor dozaje judicios stabilite, din agregate naturale sau artificiale şi filer aglomerate cu bitum printr-o tehnologie adecvată.

Pentru a putea aplica un conţinut ceva mai ridicat de bitum, fără riscul apariţiei făgaşelor, a fost elaborată o nouă soluţie de execuţie a mixturilor asfaltice : adaosul de fibre .




71

Fibrele de celuloză au o mare influenţă în mărirea stabilităţii mixturii asfaltice la temperaturi înalte. Prezintă o elasticitate sporită la temperaturi scăzute, menţinând rugozitatea suprafeţei.

Rigiditatea mixturii asfaltice reprezintă una din cele mai importante caracteristici care influentează major comportarea în exploatare a unui strat asfaltic din componenta unei structuri rutiere. Această proprietate este influentată semnificativ de temperatură şi de caracteristicile încărcării (atât nivelul încărcării cât şi frecvenţa încărcării), precum şi de efectul îmbătrânirii liantului bituminos.

Având în vedere că modulul de rigiditate reprezintă una din valorile de intrare atunci când se calculează o structură rutieră, variaţia acestui parametru influenţează semnificativ procesul de dimensionare a unei structuri rutiere.

Modulul de rigiditate al mixturii asfaltice este valoarea absolută a modulului complex |E*|:

(1) Modulul complex este caracterizat de o pereche de două

componente. Această pereche poate fi exprimată în două moduri: componenta reală E1 şi componenta imaginară E2:

(2)

(3) Modulul de rigiditate este folosit în evaluarea calităţii mixturilor

asfaltice, în proiectarea reţetei mixturilor asfaltice, în dimensionarea structurilor rutiere, precum şi în analiza stării de degradare a mixturilor asfaltice.

Prezentul studiu experimental efectuat în Laboratorul de Drumuri din cadrul Catedrei de Drumuri şi Căi Ferate are la bază evaluarea influenţei tipului de bitum în cazul mixturii asfaltice stabilizate cu fibre - dimensiunea maximă a agregatului de 16 mm, pentru determinarea rigidităţii mixturii asfaltice.

2. PROIECTAREA REŢETEI DE MIXTURĂ ASFALTICĂ UTILIZATĂ ÎN LABORATOR

)cos(*1 ϕxEE = )sin(*

2 ϕxEE =

))sin()(cos(* * ϕϕ ixxEE +=

22

21* EEE += ⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

1

2arctanEE

ϕ




72

În vederea stabilirii unui amestec optim de agregate, filer şi bitum

s-au ales materiale ce corespund condiţiilor de calitate, conform standardelor în vigoare.

Au fost utilizate agregate de la cariera TURCOAIA (sorturi 0-4, 4-8 si 8-16), filerul de var de tip HOLCIM, iar liantul folosit este bitum OMV de tip 25/55-65, tip 45/80FR şi tip 50/70, fibrele fiind TOPCEL.

A fost propusă următoarea reţetă:

Tabel 1 - Reţetă mixturi asfaltice(%) Bitum OMV Criblură

8/16 Criblură

4/8 Nisip de

concasaj 0/4 Filer 25/55-65 45/80FR 50/70 Fibră

45% 25% 13% 11% 5.7% 0.3% 3.PROGRAMUL DE ÎNCERCĂRI PENTRU MIXTURA ASFALTICĂ

Pentru a studia influenţa procentului de bitum asupra modulului de

rigiditate s-au efectuat încercări la încovoiere pe probe prismatice cu diverse tipuri de bitum, la o temperatură dată din intervalul 0°C - 45°C, la deformaţie impusă 50μm, frecvenţa încărcării variind între 0.1-30Hz.

Tabel 2 - Program de încercări pentru mixturi

Tipul încercării Temperatura (oC) Frecvenţa solicitării (Hz) 45 40 35 30 25 20 25 20 15 10 5

4PB-PR

0

30; 25; 20; 15; 10; 8; 1; 0.3; 0.1

Ţinând cont de faptul că la temperaturi scăzute şi frecvenţe ridicate, mixtura asfaltică devine mai rigidă, secvenţele de încărcare ale probelor




73

au fost în ordinea creşterii temperaturii, iar la aceeaşi temperatură, încercarea a pornit de la frecvenţa cea mai mare către cea mai mică.

Modulul de rigiditate al materialului încercat se determină la cel de-al 100-lea ciclu de încărcare şi ca medie aritmetică a valorilor obţinute de la cel puţin 2 epruvete.

4. CONFECŢIONAREA PROBELOR

Pentru 4PB-PR au fost confecţionate epruvete prismatice cu

dimensiunea L=405 mm, l=50 mm, h=50 mm, prin tăierea în plăci după compactarea cu cilindrul compactor.

Probele sub formă dreptunghiulară (grinzi prismatice) sunt fixate cu bride interioare şi exterioare amplasate simetric. Grinda prismatică trebuie supusă unei încovoieri periodice în patru puncte, cu rotaţie şi translaţie liberă la toate punctele de reacţie şi încărcare.

Figura 1. – Echipament de încărcare pentru încercarea la încovoiere 4PB-PR

Încovoierea trebuie realizată prin încărcarea celor două puncte interioare (bride interioare), în direcţie verticală perpendicular pe axa longitudinală a grinzii. Trebuie fixată poziţia verticală a extremităţilor (bride exterioare). Această configuraţie de încărcare trebuie să creeze un moment constant şi de aici, o deformaţie constantă, între două bride interioare. Încărcarea aplicată este sinusoidală.

Se măsoară amplitudinile efortului şi deformaţiei precum şi

defazajul între efort şi deformaţie.

5. REZULTATE EXPERIMENTALE




74

Supunând probele de mixtură asfaltică cu cele trei tipuri de bitum la deformaţia sinusoidală constantă în timp, în condiţiile de încercare prezentate la punctul 3, în tabelul 2, se obţin valori ale modulului de rigiditate care s-au reprezentat grafic în acest capitol: a) curbe izocrone

0,0

2000,0

4000,0

6000,0

8000,0

10000,012000,0

14000,0

16000,0

18000,0

20000,0

0 10 20 30 40 50

temperatura ( C)

mod

ulul

de

rigid

itate

(MPa

)

f=0.1Hzf=0.3 Hzf=1 Hzf=8 Hzf=10 Hzf=15 Hzf=20 Hzf=25 Hzf=30 Hz

Figura 2. Variaţia modulului de rigiditate în funcţie de

temperatura probei MASF16 25/55-65

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

temperatura ( C)

mod

ulul

de

rigid

itate

(MPa

) f=0,1 Hzf=0,3 Hzf=1 Hzf=8 Hzf=10 Hzf=15 Hzf=20 Hzf=25 Hzf=30 Hz


temperatura probei MASF16 50/70




75

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

temperatura ( C)

mod

ulul

de

rigid

itate

(MPa

)

f=0,1 Hzf=0,3 HZf=1 Hzf=8 Hzf=10 Hzf=15 Hzf=20 HZf=25 Hzf=30 Hz


temperatura probei MASF16 45/80FR

De asemeni, au fost trasate curbe izoterme, prin reprezentarea grafică a modulului de rigiditate în funcţie de frecvenţa solicitării, la o temperatură dată, pentru cele trei tipuri de mixturi încercate în laborator:

b) curbe izoterme

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

20000

0 5 10 15 20 25 30 35

frecventa (Hz)

mod

ulul

de

rigid

itate

(MP

a)

T=0 CT=5 CT=10 CT=15 CT=20 CT=25 CT=30 CT=35 CT=40 CT=45 C

Figura 5. Variaţia modulului de rigiditate în funcţie de frecvenţa

solicitării pentru proba de MASF16 25/55-65




76

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0 5 10 15 20 25 30 35

frecventa (Hz)

mod

ulul

de

rigid

itate

(MP

a)



solicitării pentru proba de MASF16 50/70

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

0 5 10 15 20 25 30 35

frecventa (Hz)

mod

ulul

de

rigid

itate

(MPa

)



solicitării pentru proba de MASF16 45/80FR Pentru a evidenţia influenţa tipului de bitum asupra rigidităţii

mixturilor asfaltice , reprezentarea grafică a modulului de rigiditate la 20°C în funcţie de tipul de bitum, în condiţiile prevăzute de SR EN 12697-20 şi SR EN 12697-26, realizate din mixtură asfaltică cu acelaşi procent, dar cu tipuri diferite de bitum, arată ca în figura 8:




77

45/80 FR 50/70

25/55-65

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

tipul bitumului

mod

ulul

de

rigid

itate

la 2

0 C

, (M

Pa)

45/80FR

50/70

25/55-65

Figura 8. Modulul de rigiditate la t=20°C, ν=8Hz

în funcţie de tipul bitumului

Tabel 3 - Modulul complex din date de laborator pentru 20°C, 8Hz Tip bitum ׀E*׀lab(20°C, 8Hz) (Mpa) φlab (°) E1(MPa) E2(MPa) 45/80FR 4179 23.37 3836 1658

50/70 4454 25.56 4018 1922 25/55-65 8752.5 14.42 8477 2179.5

y = 12.524x4 - 257.4x3 + 1628.2x2 - 2278.5x + 4619.1

y = 7.0695x4 - 146.37x3 + 942.69x2 - 1130.4x + 869.89

y = 7.2233x4 - 148.14x3 + 940.88x2 - 1131.7x + 728.53

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

0.1 0.3 1 8 10 15 20 25 30

frecventa (Hz)

mod

ulul

de

rigid

itate

la 2

0 C

, (M

Pa)

45/80FR50/7025/55-65

Poly. (50/70)Poly. (45/80FR)

Figura 9. Variaţia modulului de rigiditate la 20°C

în funcţie de frecvenţa solicitării Determinarea modulului de rigiditate în funcţie de temperatura

probei , la frecvenţa de 8Hz (figura 10):




78

0

2000

4000

6000

8000

10000

12000

14000

16000

18000

20000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

temperatura ( C)

mod

ulul d

e rig

idita

te la

8 Hz, (M

Pa)

45/80FR50/7025/55-65

Figura 10. Variaţia modulului de rigiditate la ν = 8Hz

în funcţie de temperatura probei

c) Dimensionare sistem rutier ranforsat cu MASF16: Studiul se bazează pe valorile rigidităţii mixturilor obţinute în

laborator la temperatura de 20°C şi frecvenţa de 8Hz. Condiţiile locale din amplasamentul drumului de studiat sunt: -tipul de pământ: P1 – pietriş cu nisip -tip climateric: I

-regim hidrologic: 2b–condiţii hidrologice mediocre (după execuţie) Structura rutieră propusă este:

Tabel 4 - Caracteristici straturi sistem rutier ranforsat E(MPa) Denumirea materialului din strat h(cm) 45/80FR 50/70 25/55-65 μ

Mixtura asfaltică cu fibre MASF16 5 4180 4450 8450 0.35 Strat asfaltic vechi 10 3300 0.35 Piatră spartă 15 500 0.27 Balast 20 217 0.27 Pământ - 100 0.27

Ebalast = 0.20 * hbalast

0.45 * Epam =217 MPa




79

Tabel 5 – Deformaţia specifică de întindere şi de compresiune Valoare Denumire strat

analizat hcalcul(cm) εr; εz (microdef.) 45/80FR 50/70 25/55-65

straturi bituminoase -15 εr 171.8 171.6 169.1 strat nisip -50 εz 408.1 404.7 371.3

Analiza comportării sub trafic a structurii rutiere 1.Criteriul deformaţiei specifice de întindere admisibile la baza

straturilor bituminoase Nc = 0.85 m.o.s. Nadm. = 24.5 x 108 x εr-3,97 (m.o.s.) pentru Nc< 1m.o.s.

Tabel 6 – Număr de solicitări rezultat din calcul Tip bitum Nadm RDO 45/80FR 3.28 0.2591

50/70 3.30 0.2575 25/55-65 3.49 0.2435

→ RDO < 0.9 (RDOadm) 2.Criteriul deformaţiei specifice verticale admisibile la nivelul

pământului de fundare : εz adm=600 x Nc

-0,25 , pentru Nc <1m.o.s. (microdeformaţii)

Tabel 7 – Deformaţia specifică verticală Tip bitum εz adm εz 45/80FR 408.1

50/70 404.7 25/55-65

624.9

371.3 → εz < εz adm.

6. CONCLUZII Realizarea, compactarea şi testarea la încovoiere în patru puncte a

mixturii asfaltice în laborator a avut ca obiectiv determinarea performanţelor sale viitoare din timpul duratei de serviciu a drumului.

Analizând rezultatele de laborator obţinute, se poate observa că, la temperaturi mici, de până la 10-15°C, tipul de mixtură influenţează vizibil valoarea modulului de rigiditate, în timp ce, la temperaturi de peste 30°C,




80

mixturile asfaltice supuse încercărilor prezintă moduli apropiaţi, mici, de ordinul a sute de MPa (figura 9).

De asemenea, se observă că variaţia modulului de rigiditate pentru frecvenţe mari, din intervalul 10-30 Hz este mică, indiferent de tipul mixturii, în timp ce, în intervalul de frecvenţe 0-10Hz modulul de rigiditate are o creştere polinomială funcţie de frecvenţa solicitării (figura 10).

În condiţii de temperatură si frecvenţă constante, t=20°C, ν = 8Hz, (figura 8) se constată:

- o scădere de ≈ 6% a modulului de rigiditate în cazul bitumului de tip PmB 45/80FR, special pentru aeroporturi, faţă de bitumul pur 50/70, pentru o creştere a penetraţiei bitumului de ≈ 24% ( de la 49 pen la 64 pen 1/10mm);

- o creştere de ≈ 53% a modulului de rigiditate în cazul bitumului de tip PmB 25/55-65 faţă de bitumul PmB 45/80FR pentru o scădere a penetraţiei bitumului de ≈ 29% (de la 49 pen la 35 pen 1/10mm);

- o creştere de ≈ 50% a modulului de rigiditate în cazul bitumului PmB 25/55-65 comparativ cu bitumul pur 50/70 pentru o scădere a penetraţei bitumului de ≈ 45% (de la 64 pen la 35 pen 1/10mm).

Creşterea modulului de rigiditate cu scăderea unghiului de defazaj, conform tabelului 3, pune în evidenţă o creştere a elasticităţii şi o rezistenţă la deformaţii permanente a bitumurilor modificate faţă de bitumul pur de tip 50/70, unde predomină componenta vâscoasă.

Rata de degradare la oboseală este mai mare în cazul mixturilor care au în componenţă bitumuri modificate, ca şi deformaţia specifică verticală de compresiune la nivelul patului drumului, observaţie făcută la o temperatură în aer constantă.




81

BIBLIOGRAFIE

[1]. “Îmbrăcăminţi bituminoase cilindrate la cald”, SR 174-1/2002. [2]. “Mixturi asfaltice - Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald.

Partea 26: Rigiditate”, SR 12697-26/2005 [3]. “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald.

Partea 33: Confectionarea epruvetelor cu compactorul cu placa, SR EN 12697-33-A1 /2007

[4]. “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald. Partea 35: Malaxare în laborator”, SR 12697-35 +A1/2008

[5]. “Agregate pentru amestecuri bituminoase si pentru finisarea suprafetelor, utilizate la

constructia soselelor, a aeroporturilor si a altor zone cu trafic”, SR EN 13043/2003 [6]. “Mixturi asfaltice. Specificatii pentru materiale. Partea 5: Beton asfaltic cu continut

ridicat de mastic”, SR EN 13108-5/2006 [7]. “Normativ privind realizarea mixturilor bituminoase stabilizate cu fibre de celuloza

destinate executarii imbracamintilor asfaltice”, AND 539/2002 [8]. “Mixturi asfaltice. Specificaţii de material. Partea 20: Tipuri de încercări”, SR

13108-20/2006 [9]. C. ROMANESCU, C. RĂCĂNEL: “Reologia lianţilor bituminoşi şi a mixturilor

asfaltice”, Editura Matrix Rom, Bucureşti, 2003 [10]. Y. RICHARD KIM: “Modeling of Asphalt Concrete”, Asce Press, 2009 [11]. E. R.BROWN, J.E. MALLICK: “Development of a Mix Design Procedure for Stone

Matrix Asphalt Mixture ”, Journal of Association of Association of Asphalt Paving Technologists,1997




82


MIXTURILE ASFALTICE- STUDIUL MODULULUI DE RIGIDITATE

Voicu Elena Lavinia, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, Master Ingineria Infrastructurii Transporturilor, anul II , e-mail: [email protected] Îndrumător: Conf.dr.ing.Carmen Răcănel, Conf. Dr. Ing. Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, e-mail: [email protected] Rezumat

Tipurile de îmbrăcăminţi bituminoase de tip SMA (Stone Mastic Asphalt-la noi în ţară MASF) au devenit populare pentru straturile de uzură la drumuri pentru trafic greu şi pentru piste de aeroporturi şi sunt utilizate în întreaga lume. SMA este un amestec cu schelet pietros, bogat în granule mari, ale cărui goluri sunt umplute cu mortar (nisip, filer, bitum) bogat în liant. Concepţia sa se bazează pe obţinerea unei stabilităţi şi durabilităţi mari. S-a dovedit că datorită durabilităţii sale deosebite şi a costurilor reduse de întreţinere este cel mai economic tip de îmbrăcăminte asfaltică pe termen lung.

Suprafaţa netedă care poate fi obţinută folosind MASF oferă un confort ridicat în timp, textura determină o rezistenţă sporită la derapaj cu un nivel relativ scăzut de zgomot. Structura scheletului puternică dată de particulele mari asigură o comportare bună în privinţa deformaţiei permanente.

„Armarea” cu ajutorul fibrelor nu permite bitumului să se deterioreze la temperaturi extreme, calde sau reci. Pe suprafeţele cu făgaşe, deformarea mică pe durata compactării MASF-ului permite o bună egalizare longitudinală a covorului asfaltic. Amestecul de MASF duce nu în ultimul rând la reducerea acvaplanării pe şosele datorită drenării foarte bune a apei. În lucrarea de faţă este prezentată comparaţia fibrelor de polipropilenă şi a fibrelor de celuloză în componenţa mixturilor asfaltice, prin încercări efectuate în laborator, cum ar fi: încercarea la întindere indirectă IT-CY pe probe cilindrice, încercarea la încovoiere în patru puncte 4PB-PR pe probe prismatice, stabilitatea şi fluajul Marshall.

Cuvinte cheie: mixtură asfaltică, fibre, polipropilenă, celuloză, modul de rigiditate, IT-CY, 4PB-PR 1. INTRODUCERE

Mixtura asfaltică se compune din următoarele elemente: cribluri (agregatul mare), nisip (agregatul fin), filer şi bitum (cu rol de aglomerant).




83

Criblurile şi nisipul formează agregatele minerale, care, împreună cu filerul reprezintă mixtura minerală.

Prin urmare, mixtura asfaltică poate fi caracterizată ca un material compozit, constituit din trei faze: - faza solidă: agregatele şi eventualii aditivi minerali sau fibră; - faza lichidă sau vâsco-elastică: liantul bituminos; - faza gazoasă: golurile de aer.

Mixtura asfaltică este deci, un material compozit, caracteristicile fiecărui component în parte influenţând răspunsul final al amestecului.

Mixtura asfaltică stabilizată cu fibre (MASF) este alcătuită din componentele prezentate anterior, la care se adaugă componenta stabilizatoare, fibra, care poate fi fibră de celuloză, fibră de polipropilenă, fibră minerală. În acest studiu s-au folosit fibrele de polipropilenă si fibrele de celuloză.

Figura 1. Fibre de polipropilenă şi fibre de celuoză

Aceste tipuri de îmbrăcăminţi bituminoase cilindrate, executate la cald, realizate din mixturi asfaltice stabilizate cu fibre, folosindu-se ca strat de uzură la drumuri, aduc următoarele avantaje:

Îmbunătăţirea caracteristicilor de suprafaţare prin: - sporirea rezistenţei la alunecare; - reducerea zgomotului în timpul rulării; Îmbunătăţirea vizibilităţii pe timp de ploaie datorită reducerii efectului de

orbire prin reflexie – prin dispersia mai bună a luminii primite; Evacuarea mai rapidă a apelor prin drenarea acestora în părţile laterale

ale drumului şi diminuarea fenomenului de acvaplanare; Sporirea durabilităţii îmbrăcăminţilor bituminoase prin: - creşterea rezistenţei la oboseală şi la îmbătrânire; - îmbunătăţirea caracteristicilor de stabilitate; Sporirea stabilităţii la deformaţii permanente prin: - asigurarea unei rezistenţe sporite la producerea făgaşelor; Reducerea costurilor de întreţinere datorită: - reducerii duratei de întrerupere temporară a circulaţiei rutiere pentru

efectuarea reparaţiilor;




84

- executării unor straturi de grosimi mai reduse care implică operativitate şi eficienţă;

- posibilitatea de reciclare a materialelor pentru a fi utilizate în alte reţete de mixturi (beton asfaltic).

Eficacitatea utilizării MASF-ului Costurile iniţiale de producere a MASF sunt ceva mai mari decât la BA

(betoane asfaltice), datorită unei cantităţi mai mari de bitum, a calităţii agregatelor şi a folosirii inhibitorilor de drenaj.

Analizând însă costurile de fabricaţie şi de întreţinere pe ciclul de viaţă se constată rentabilitatea superioară a suprafeţelor acoperite cu MASF faţă de cele acoperite cu BA. Se aplică grosimi mai mici; acolo unde este necesară o grosime de 35-50 mm pentru BA, se aplică o grosime de 25-35 mm pentru MASF (costurile pe un metru pătrat de MASF pus în operă este mic, compensând costurile iniţiale de producţie). Ciclul de viaţă considerat de 12 ani pentru BA este clar depăşit de cei 20-30 de ani ai MASF. Costurile de întreţinere a MASF sunt mult mai mici decât pentru BA datorită rezistenţei mai mari la trafic greu, la fisurare şi la deformare plastică.

Utilizarea MASF-ului: pe drumurile cu circulaţie mai densă; pe drumurile cu frecvenţă mare a traficului greu; în zonele de acţiune ale roţilor pe aceleaşi aliniamente; în intersecţii; pe autostrăzi; în pantă şi în rampă; pe poduri; pe traseele autobuzelor; în parcări; în porturi, staţii CF, depozite;pe pistele aeroporturilor.

Rigiditatea mixturilor asfaltice Rigiditatea mixturii asfaltice este o proprietate a materialului. Mai precis,

este panta curbei tensiune-deformaţie specifică mixturii asfaltice. Termenul de modul de rigiditate este folosit de Shell şi este legat de

modelul dinamic. Noţiunea de rigiditate a fost introdusă de Van der Poel, din cauza efectelor pronunţate ale timpului de încărcare şi temperaturii, asupra răspunsului reologic al bitumului şi pentru a distruge acest parametru de modul elastic.

Modul complex: relaţie între efort şi deformaţie pentru un material linear vâsco-elastic supus unei sarcini sinusoidale sub formă de undă în funcţie de timpul t, atunci când prin aplicarea unei tensiuni σ·sin (ω·t) rezultă o deformaţie ε·sin [ω·(t - Φ)], care are un unghi de fază Φ, în funcţie de efort.

Modulul complex E* este definit ca raportul efort/deformaţie: E* = E*·[cos(Φ) + i· sin(Φ)] [MPa] (1)




85

Modulul complex este caracterizat de o pereche de două componente. Această pereche poate fi exprimată în două moduri: componenta reală E1 şi componenta imaginară E2: E1=|E*|·cos(Φ) [MPa] (2) unde: E*= modul complex, MPa Φ = unghi de fază, �C E1 = componenta reală, MPa E2=|E*|·sin(Φ) [MPa] (3) unde: E*= modul complex, MPa Φ = unghi de fază, �C E2 = componenta imaginară, MPa

Valoarea absolută a modulului complex |E*| şi unghiul de fază �: E*=√(E1

2+E22) [MPa] (4)

ϕ=arctan(E2/E1) [ �C] (5) unde: E*= modul complex, MPa E1 = componenta reală, MPa E2 = componenta imaginară, MPa ϕ= unghi de fază, �C Această caracterizare este utilizată cel mai des în practică.

De exemplu, în calculele pentru multi-straturile linear elastice, modulul E* este utilizat în general ca valoare a mărimii de intrare pentru modulul lui Young.

Pentru materialele pur elastice, unghiul de fază este zero şi atunci modulul complex se reduce la modulul lui Young. Aceasta se întâmplă când mixtura asfaltică se află la o temperatură foarte joasă (Φ ≤ -20 �C). Atunci modulul complex atinge cea mai mare valoare posibilă, notată E∞. 2. ÎNCERCĂRI DE LABORATOR FOLOSITE

Încercările disponibile în laborator se referă la aplicarea unei sarcini verticale de compresiune pe generatoarea probei cilindrice de mixtură asfaltică şi aplicarea unei tensiuni σ probelor prismatice de mixtură asfaltică, rezultând o deformaţie ε care are un unghi de fază Φ, în funcţie de efort.

În conformitate cu standardul european SR EN 12697-26, se realizează încercări pe mixturi asfaltice din îmbrăcămintea rutieră, folosind încercarea de întindere indirectă IT-CY (anexa C), pe probe cilindrice, pentru care se aplică




86

probei 5 impulsuri de încărcare şi pentru fiecare puls aplicat de măsoară şi se înregistrează automat sarcina maximă, deformaţia diametrală orizontală şi timpul de încărcare. (figura 3).

Figura 3. Aparatul de încercare la întindere indirectă IT-CY

În cazul încercării la întindere indirectă, proba de încercat sub forma

cilindrică trebuie supusă la încărcări repetate de compresiune, funcţia de încărcare fiind de formă haversine, pe plan vertical diametral (efort constant, aplicat dinamic, avand 0.1 s timp de încărcare şi 0.4 s timp de descărcare, pe generatoare). Tot în acelaşi standard european SR EN 12697-26 se realizează încercări pe mixturi asfaltice folosind încercarea de încovoiere în patru puncte 4PB-PR (anexa B), pe probe prismatice cărora li se aplică o tensiune σ şi rezultă o deformaţie ε (figura 4). În cazul încercării la încovoiere în patru puncte, probele de formă dreptunghiulară (grinzi prismatice) sunt fixate cu bride interioare şi exterioare amplasate simetric şi sunt supuse unei încovoieri periodice în patru puncte, cu rotaţie şi translaţie liberă la toate punctele de reacţie şi încărcare. Încovoierea trebuie realizată prin încărcarea celor două puncte interioare de încărcare (bride interioare), în direcţie verticală perpendicular pe axa longitudinală a grinzii. Rezultă o deformaţie constantă, între două bride interioare. Încărcarea aplicată este de formă sinusoidală. În timpul încercării se măsoară în funcţie de timp încărcarea necesară pentru încovoierea probei, deflexiunea şi defazajul între aceste două semnale. În timpul încercării se măsoară: forţa necesară pentru deformarea epruvetei funcţie de timp, şi defazajul între semnalul forţei şi semnalul deplasării. Se calculează între cel de-al 45-lea ciclu si cel de-al 100-lea ciclu de încărcare modulul de rigiditate al materialului încercat.




87

Figura 4. Încercarea de încovoiere în patru puncte pe probe prismatice

Condiţiile în care s-au încercat probele sunt detaliate în tabelul 1.

Tabelul 1. Condiţii de încercare ale probelor Tip MASF Încercări utilizate Condiţii Tip probe Caracteristica rezultată

Încercarea Marshall

Temperatura de încercare T=60 �C Cilindrice Stabilitate şi Fluaj

Temperatura de încercare T=15 �C Încercarea la

întindere indirectă IT-CY Temperatura de

încercare T=20 �C

Cilindrice

Modul de rigiditate după 5 impulsuri aplicate pe fiecare

diametru Temperatura de


Cu fibre de polipropi-

lenă Încercarea la încovoiere în

patru puncte 4PB-PR

Frecvenţa este de 8Hz

Prismatice Modul de rigiditate la ciclul 100 de încărcare

Încercarea Marshall

Temperatura de încercare T= 60 �C Cilindrice Stabilitate şi Fluaj

Temperatura de încercare T= 15 �CÎncercarea la

întindere indirectă IT-CY Temperatura de


Cilindrice

Modul de rigiditate după 5 impulsuri aplicate pe fiecare

diametru Temperatura de

încercare T= 20 �C

Cu fibre de celuloză

Încercarea la încovoiere în

patru puncte 4PB-PR

Frecvenţa este de 8Hz

Prismatice Modul de rigiditate la ciclul 100 de încărcare




88

3. MATERIALE UTILIZATE, REŢETE, PROBE

În cadrul Laboratorului de Drumuri din cadrul U.T.C.B. s-au încercat o serie de probe cilindrice şi prismatice realizate din mixtură asfaltică stabilizată cu fibre MASF16 (fibre de celuloză şi polipropilenă), a cărei reţetă s-a proiectat în acelaşi laborator.

Materialele utilizate au fost cribluri şi nisip de concasaj de Turcoaia, filer de Holcim şi bitum modificat OMV 25/55-65 PMB STAR FALT. Reţeta este prezentată în tabelul 2.

Tabelul 2. Reţeta mixturii asfaltice MASF16

Criblură 8/16 (%)

Criblură 4/8 (%)

Nisip de concasaj 0/4 (%)

Filer (%)

Fibră (%)

Bitum (%)

45 25 13 11 0,3 5,7

Curba granulometrica pentru MASF 16

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

100,00

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Dimensiunea ochiurilor sitei [mm]

Treceri [%

]

min MASF 16 max

Figura 5. Curba granulometrică a MASF-ului

Probele supuse încercărilor conform punctului 2 de mai sus, au fost compactate în laborator în funcţie de tipul testului (figura 6). Astfel, pentru încercarea de întindere indirectă, IT-CY probele cilindrice cu φ=100 mm au fost compactate cu ajutorul ciocanului Marshall. Probele utilizate pentru încercarea de încovoiere în patru puncte, 4PB-PR au fost tăiate la dimensiuni L=405 mm, l=50 mm, h=50 mm din plăci compactate în laborator cu compactorul cu rulou.




89

Figura 6. Probe cilindrice şi prismatice utilizate pentru determinarea

modulului de rigiditate

4. REZULTATE OBŢINUTE 4.1. Rigiditatea dată de încercarea de întindere indirectă IT-CY

Conform SR EN 13108-1:2006 şi în funcţie de valorile obţinute pentru modulul de rigiditate al MASF cu fibre de polipropilenă şi fibre de celuloză, încercarea de întindere indirectă IT-CY, putem face următoarea clasificare (tabelul 3):

Tabelul 3. Valorile modulului de rigiditate din încercarea de întindere indirectă IT-CY

Fibre polipropilenă Fibre celuloză

E

(MPa) Smin

(MPa) Smax

(MPa) E

(MPa)Smin

(MPa) Smax

(MPa) 15 � C 5150 4500 7000 5092 4500 7000 20 � C 3032 2800 7000 4323 3600 7000

Modul de rigiditate MASF16 (IT-CY)

4323

3032

5150 5092

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

E (M

Pa)

t=15°C t=20°C

Polipropilenă Celuloză

Figura 7-Modulul de rigiditate obţinut prin IT-CY

4.2. Rigiditatea dată de încercarea de încovoiere în patru puncte 4PB-PR

Conform SR EN 13108-1:2006 şi în funcţie de valorile obţinute pentru modulul de rigiditate al MASF cu fibre de polipropilenă şi fibre de celuloză, încercarea de încovoiere în patru puncte 4PB-PR, putem face următoarea clasificare (tabelul 4):




90

Tabelul 4. Valorile modulului de rigiditate din încercarea de încovoiere în patru puncte 4PB-PR

Modul de rigiditate MASF16 (4PB-PR)

4884

9452

0

2000

4000

6000

8000

10000

t=20 o C

E (M

Pa)

Polipropilenă Celuloză Figura 8-Modulul de rigiditate obţinut prin 4PB-PR

În figura 9 este prezentată variaţia unghiului de fază, în cazul celor două

tipuri de mixturi asfaltice. Unghiul de fază φ

12,5

11,57

1111,211,411,611,8

1212,212,412,6

φ (o C

)


Figura 9-Unghiul de fază φ

4.3. Rigiditatea dată de încercarea de întindere indirectă IT-CY şi

încovoiere în patru puncte 4PB-PR Având în vedere faptul că, atât încercarea de întindere indirectă IT-CY,

cât şi încercarea de încovoiere în patru puncte 4PB-PR, au fost realizate la temperatura de 20 �C, în figura 10 este prezentată comparaţia între valorile modulului de rigiditate obţinute prin cele două încercări.

Tip fibre Temperatura E

(MPa) φ E1

(MPa) E2

(MPa) Smin

(MPa) Smax

(MPa)Polipropilenă 20 � C 4884 12,5 4768,25 1056,90 4500 7000

Celuloză 20 � C 9452 11,57 9260 1897 9000 11000




91

Modul de rigiditate la t=20°C

3032

48844323

9452

0

2000

4000

6000

8000

10000

E (M

Pa)

IT-CY 4PB-PR


Figura 10- Modulul de rigiditate obţinut prin IT-CY şi 4PB-PR 4.4. Comportarea mixturii asfaltice studiate în structura rutieră Cu valorile modulului de rigiditate obţinute prin încercarea de întindere indirectă s-a urmărit comportarea mixturii asfaltice studiate în structura rutieră, prin rularea cu ajutorul programului Alize 5.

Programul de calcul ALIZE 5 se bazează pe metoda BURMISTER care permite calculul stării de tensiuni şi deformaţii, sub o încărcare circulară, statică (verticală - ce simulează încărcarea dată de trafic sau orizontală - ce simulează forţele de contact pneu-carosabil), în diferite puncte ale unui sitem rutier, considerat multistrat, semiinfinit.

Straturile sistemului rutier sunt considerate prin modulul de elasticitate şi coeficientul lui Poisson şi nu prezintă greutate.

Ipotezele de calcul ale programului ALIZE 5 sunt următoarele: - straturile se consideră solide elastice, liniare, omogene, izotrope,

caracterizate de modulul de elasticitate E şi de coeficientul lui Poisson μ; - interfaţa între straturi se poate considera cu aderenţă sau fără aderenţă; - se pot considera mai multe încărcări concomitent. Principii de dimensionare Dimensionarea sistemelor rutiere suple (flexibile) se bazează pe

îndeplinirea concomitentă a următoarelor criterii: -deformaţia specifică de întindere admisibilă la baza straturilor

bituminoase (�r); -deformaţia specifică de compresiune admisibilă la nivelul patului

drumului (�z). Cele două deformaţii trebuie să fie în limitele acceptate. În urma rulării cu programul Alize, am obţinut rezultatele prezentate în

tabelul 5.




92

Tabelul 5-Rezultatele rulării cu programul Alize Polipropilenă Celuloză

15 �

C 20 � C 15 � C 20 � C εr (microdeformaţii) 173,2 174,5 173,2 173,5 εz (microdeformaţii) 485,3 518,4 486 493,9

Deformaţia specifică de întindere la baza pachetului de straturi

asfaltice RDO≤RDOadm (6) RDO-rata de degradare prin oboseală RDOadm-rata de degradare prin oboseală admisibilă RDO=Nc/Nadm (7) Nc-traficul de calcul, m.o.s. Nc=0.9 m.o.s.�1 m.o.s. Nadm-traficul admisibil, m.o.s. Nadm=24.5·108·�r

-3.97 (m.o.s.) dacă Nc≤1 m.o.s. (8) �r-deformaţia specifică de întindere la baza straturilor asfaltice,

microdeformaţii Rezultatele se regăsesc în figura 11. Deformaţia specifică de compresiune la nivelul patului drumului �z≤�zadm (9) �z-deformaţia specifică de compresiune la nivelul patului drumului,

microdeformaţii �zadm-deformaţia specifică de compresiune admisibilă, microdeformaţii Rezultatele se regăsesc în figura 12.

Rata de degradare prin oboseală (RDO)

0,2850,283 0,2910,283

0

0,1

0,2

0,3

RDO

t=15°C t=20°C


Figura 11-Rata de degragare prin oboseală




93

Deforma�ia specifică de compresiune la nivelul patului drumului

493,9485,3518,4

486,0

0

100

200

300

400

500

600

ε z (m

icro

defo

rma�

ii)

t=15°C t=20°C


Figura 12-Deformaţia specifică de compresiune la nivelul patului drumului

5. CONCLUZII

Rigiditatea mixturilor asfaltice este o proprietate a materialelor foarte importantă care depinde de mai mulţi factori, printre care se numără: tensiunea, temperatura, umiditatea, gradul de uzură. Capacitatea de a o măsura precis în laborator şi în teren este esenţială pentru lucrările de drumuri, atât în prezent, cât şi în viitor.

Atât fibrele de polipropilenă, cât şi cele de celuloză împiedică curgerea liantului de pe agregatele minerale influenţând pozitiv stabilitatea mixturii, cresc rezistenţa la îmbătrânire şi la făgăşuire, reduc zgomotul la rularea vehiculelor, au o aderenţă foarte bună şi produc degradări mai mici în timp.

Rigiditatea mixturilor asfaltice se poate obţine din mai multe tipuri de încercări (IT-CY, 4PB-PR), pe probe cilindrice sau prismatice, din încărcări cu efort constant sau deformaţie constantă.

Studiile efectuate în laborator conduc la o serie de concluzii importante. Pentru aceeaşi temperatură (20 °C), modulul de rigiditate al probelor de MASF cu fibre de polipropilenă (4884 MPa) scade cu 48,4% faţă de modulul de rigiditate al probelor de MASF cu fibre de celuloză (9452 MPa), valori determinare prin încercarea de încovoiere în patru puncte (4PB-PR).

La temperatura de 15 °C, valoarea modulului de rigiditate al MASF cu fibre de polipropilenă este aproximativ egal cu cel al MASF cu fibre de celuloză (5150 MPa faţă de 5092 MPa), în timp ce la temperatura de 20 °C valoarea modulului de rigiditate al MASF cu fibre de poilipropilenă scade cu 30% faţă de modulul de rigiditate al MASF cu fibre de celuloză (3032 MPa faţă de 4323 MPa), valori determinate prin încercarea la întindere indirectă (IT-CY). La temperatura de 15 °C, mixtura asfaltică stabilizată cu fibre de polipropilenă şi cea stabilizată cu fibre de celuloză se comportă la fel sub




94

acţiunea traficului, rata de degradare prin oboseală fiind egală (0,283 microdeformaţii). La temperatura de 20 °C, rata de degradare prin oboseală a mixturii asfaltice stabilizată cu fibre de polipropilenă este mai mare cu 2.1% faţă de rata de degradare prin oboseală a mixturii asfaltice stabilizată cu fibre de celuloză, datorită modulului de rigiditate mai mic cu 30% (3032 MPa faţă de 4323 MPa). Deformaţia specifică de compresiune la nivelul patului drumului este cu atât mai mică cu cât modulul de rigiditate este mai mare (la temperatura de 15 °C), în timp ce la temperaturi mai ridicate (20°C-în cazul de faţă) cu cât modulul de rigiditate este mai mic, cu atât deformaţia specifică de compresiune la nivelul patului drumului este mai mare. BIBLIOGRAFIE

[1]. Construcţia drumurilor-Încercări de laborator-Stan Jercan, Constantin

Romanescu, Mihai Dicu [2]. Curs Anul II Master- Materiale compozite pentru straturi rutiere-Conf.dr.ing.

Carmen Răcănel [3]. Curs Drumuri III- Mixturi asfaltice-Prof.dr.ing. Elena Diaconu [4]. Reologia lianţilor bituminoşi şi a mixturilor asfaltice-Constantin Romanescu şi

Carmen Răcănel [5]. Proiectarea modernă a reţetei mixturii asfaltice- Conf.dr.ing. Carmen Răcănel [6]. SR EN 12697-26-Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la

cald-Partea 26: Rigiditate [7]. AND 542/1998- Instrucţiuni tehnice privind determinarea modulului de

elasticitate dinamică al mixturilor asfaltice [8]. SR 174-1- Îmbrăcăminţi bituminoase cilindrate executate la cald. Partea 1:

Condiţii tehnice pentru mixturi asfaltice [9]. Modeling of Asphalt Concrete- Y.Richard, Ph.D.,P.E. Editor, Professor, North

Carolina State University




95

UTILIZAREA SISTEMELOR INFORMAŢIONALE

GEOGRAFICE PENTRU INVENTARIEREA ŞI MONITORIZAREA STĂRII INFRASTRUCTURII DE

TRANSPORT

Lupu Oana, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, secţia Ingineria Infrastructurii Transporturilor, anul II, e-mail: [email protected] Îndrumător: Dicu Mihai, profesor doctor inginer la Facultatea de Căi ferate, Drumuri şi Poduri, e-mail: [email protected] Rezumat În prezent, în lume, avem de a face cu o tendinţă generală de dezvoltare a numeroase sisteme şi aplicaţii care gestionează date şi informaţii curente cu privire la inventarierea şi monitorizarea stării infrastructurii transporturilor rutiere, în scopul creşterii eficienţei procesului decizional. Administratorii drumurilor trebuie să aibă capacitatea de a gestiona un volum mare de informaţii, şi de aceea este necesară o abordare mai nouă a acestei probleme. În acest scop, prezenţa lucrare propune un sistem bazat în principal pe tehnologii GIS, sistem care înglobează în acelaşi timp date, informaţii, hărţi specifice şi înregistrări video cu privire la situaţia drumurilor dintr-o anumită unitate administrativ-teritoriala, în scopul rezolvării cerinţelor specifice unui management riguros. Lucrarea vă prezintă o metodă de utilizare a tehnologiei GIS pentru monitorizarea stării de degradare la nivelul părţii carosabile şi calculul indicilor de stare conform Normativ IND 540. Cuvinte cheie: sisteme informaţionale geografice, management, degradări, indici de stare

1. INTRODUCERE Scopul principal al activităţii manageriale este legat de îmbunătăţirea

furnizării serviciilor către utilizatorul drumului, ţinând cont de drepturile sale de contribuabil, de a circula pe reţeaua de infrastructură de transport în condiţii de siguranţă de confort. Pentru acest deziderat, responsabilul direct este administratorul drumului în calitatea sa de gestionar al reţelei publice de infrastructură rutiere, care are interesul de a dispune de o bază de date ce poate fi actualizată şi interogată periodic.




96

Starea de degradare a îmbrăcăminţii rutiere este considerată că reflectă “sănătatea” structurii rutiere. Din acest motiv, ea este utilizată în definirea stării tehnice a drumului în majoritatea metodologiilor de gestionare a retelelorde drumuri. Ea este considerată că poate da informaţii atât asupra capacităţii portante a structurii rutiere cât şi asupra capacităţii funcţionale a drumului.

Performanţa structurii rutiere este măsura în care aceasta îndeplineşte obiectivele principale pentru care a fost construită:

- economii maxime sau cel puţin rezonabile, pentru administratori şi utilizatori;

- siguranţa în exploatare maximă sau cel puţin adecvată; - viabilitate maximă sau cel puţin rezonabilă pe toată perioada de

exploatare. În acest sens, prin această lucrare doresc să prezint o procedură modernă

de achiziţii de date din teren şi de prelucrare a acestora, pentru o evaluare rapidă a stării tehnice a drumului.

2. NOŢIUNI GENERALE ÎN CEEA CE PRIVEŞTE SISTEMUL INFORMAŢIONAL GEOGRAFIC

În noua economie bazată pe cunoştinţe ce se impune în societăţile

competitive, sistemele informatice pentru organizarea datelor, informaţiilor şi extragerea de noi cunoştinţe devin esenţiale în procesele de luare a deciziilor şi de elaborare a strategiilor de dezvoltare. Pe lângă tipurile de date clasice utilizate în sistemele informatice, în ultimii ani au luat amploare datele geospaţiale. Aceste date se referă la localizarea geografică a anumitor obiecte pe glob, la formă şi dimensiunile acestora. Sistemele informatice care stochează, prelucrează, vizualizează datele economice clasice împreună cu datele geospaţiale se numesc sisteme informatice geografice - GIS. O definiţie riguros ştiinţifică a ceea ce înseamnă un GIS ar putea fi: calculator capabil să asambleze, să păstreze, să manipuleze şi să afişeze informaţii geografice specifice, (de exemplu informaţii identificate în funcţie de locaţii). GIS este o abreviere de la Geographical Information System şi este o tehnologie bazată pe o prelucrare a datelor pe calculator, pentru cartografierea şi analiza entităţilor de pe suprafaţa terestră. Mai pe larg, un sistem GIS este un sistem folosit pentru modelarea informaţiei, proceselor şi structurilor, care reflectă lumea reală, inclusiv evenimentele trecute, pentru a putea înţelege, analiza şi




97

gestiona resurse şi facilităţi. Un sistem GIS poate fi descris ca sistem de gestiune a unei baze de date, care de regulă prezintă utilizatorului datele într-un mod interactiv grafic, care poate fi interogată şi analizată.

Arhitectura unui sistem geografic este prezentată în figură următoare:

Figura 1. Arhitectura unui GIS(după Mike Worboys şi Matt Duckham

în lucrarea [WORB04])

Rolul sistemului GIS este să pună date provenite din diverse surse împreuna într-un sistem de informaţii unitar. Fiind un sistem complex, acesta poate comporta câteva avantaje şi dezavantaje în utilizare.

Avantajele utilizării unui GIS: datele sunt mai bine organizate, se elimină redundanţa în stocarea datelor; facilitatea actualizărilor, analize, statistici şi noi căutări mult mai uşoare,utilizatorii sunt mai productivi.

Riscuri: complexitate, costuri ridicate, modificările din teren, dificultăţi în formarea de personal.

Acest sistem modern de achiziţii şi prelucrare de date imagistice poate fi utilizat şi la evaluarea stării de degradare apărută la suprafaţa carosabilă a unui drum aflat în exploatare.




98

3. DEGRADĂRI ALE STRUCTURILOR RUTIERE FLEXIBILE

Defecţiunile imbracamintlilor rutiere bituminoase sunt grupate în funcţie de locul de apariţie, astfel:

a) Defecţiuni ale suprafeţei de rulare (D.S.R.): Suprafaţa şlefuită: se prezintă lucioasă, fără nici un fel de asperităţi, de

culoare mai deschisă.

Figura 2. Suprafaţa şlefuită

Suprafaţa exudata: se caracterizează printr-un exces de bitum, are

culoarea neagră lucioasă, aderând la pneurile vehiculelor.

Figura 3. Suprafaţa exudata

Suprafaţa siroita: apare în cazul tratamentelor bituminoase şi se prezintă ca o suprafaţă vărgată, cu fâşii longitudinale de câţiva centimetri lăţime pe care nu există tratament bituminos, alternând cu suprafeţe pe care tratamentul se prezintă bine.

Defecţiuni ale îmbrăcăminţii structurii rutiere (D.I.S.R): Pelada: este o defecţiune care constă în desprinderea parţială a stratului

de uzură de pe stratul suport, sau dezlipirea unor suprafeţe mici din tratamentul bituminos.




99

Valuiri şi refulări: Suprafaţa vălurită sau ondulată se prezintă cu denivelări în profil longitudinal, sub forma unei table ondulate.

Figura 4. Valuriri Suprafaţă poroasă: prezintă în general o culoare mai deschisă, după

ploaie aceasta rămânând umedă un timp mai îndelungat .

Figura 5. Suprafaţa poroasă Suprafaţa cu ciupituri: prezintă o serie de gropiţe cu diametrul a 20 mm,

adâncimea lor putând atinge grosimea stratului de uzură. Ciupiturile pot să apară izolate (2…3 pe m² ) sau grupate într-un număr mare pe m².

Figura 6. Suprafaţa cu ciupituri Suprafaţa încreţită: prezintă sub forma unor mici ridicături alternând cu

şănţuleţe, asemănătoare cu pielea de elefant. Rupturi de margine: sunt defecţiuni care constau în ruperea şi dislocarea îmbrăcăminţii la marginea părţii carosabile.




100

Figura 7. Rupturi de margine c) Defecţiuni ale structurii rutiere (D.S.T.R.):

Fisuri şi crăpături: Fisurile constituie discontinuităţi ale îmbrăcăminţilor bituminoase, pe diferite direcţii, cu deschideri sub 3 mm.

Figura 8. Fisuri şi crăpături Faianţări: sunt defecţiuni care se prezintă sub forma unei reţele de fisuri

longitudinale şi transversale.

Figura 9. Faianţări -

Făgaşe longitudinale: sunt denivelări sub formă de albie (lăţimea până la 1 m cu adâncimea variabilă de la 1…2 cm până la 10…15 cm) situate mai evident spre marginea părţii carosabile, în zona unde se concentrează traficul




101

greu, extinzându-se în profil longitudinal pe distanţe variabile de până la deci de kilometrii.

Figura 10. Făgaşe longitudinale Gropi: sunt defecţiuni de forma şi dimensiuni variabile care se formează

prin dislocarea completă a îmbrăcăminţii bituminoase şi uneori chiar a stratului suport.

Figura 11. Gropi

d) Defecţiuni ale complexului rutier (D.C.R.): Degradări provocate de îngheţ dezgheţ: sunt defecţiuni ale complexului

rutier datorate fenomenului de umflare neregulată provocată de înfiltrarea apei în zona de îngheţ

Tasări locale: sunt defecţiuni care constau din deplasarea pe verticală a structurii rutiere

Aceste suprafeţe degradate pot fi măsurate cu un sistem modern de preluare a imaginilor, rezultatul măsurătorilor fiind descărcat într-o bază de date.




102

4. UTILIZAREA GIS LA MANAGEMENTUL INFRASTRUCTURII

DRUMURILOR

Baza de date obţinută din prelucrarea imaginilor video, pot fi utilizate pentru determinarea stării de viabilitate a unui drum. Aceasta este determinată de parametrii constructivi, de urmărirea programului de întreţinere şi respectiv de planificarea programului de modernizare. Administratorul drumului are sarcina de a urmări variaţia în timp a stării drumului şi de a lua măsurile necesare pentru întreţinere, reparaţii şi modernizare.

Informaţiile necesare a fi stocate pentru fiecare drum sunt definite ca atribute localizate geografic şi se referă la: tipul de îmbrăcăminte asfaltică, lăţimea drumului şi numărul de benzi de circulaţie, şi nu în ultimul rând descrierea lucrărilor curente de reparaţii şi investiţii.

O mare parte din aceste informaţii sunt modificabile în timp atât ca poziţie sau localizare cât şi ca atribute, prin urmare este nevoie de un sistem care să permită întreţinerea datelor prin actualizări în urma inspecţiilor pe teren.

Prin această lucrare se propune un sistem proiectat şi dezvoltat în scopul gestionării unitare, simple şi eficiente a tuturor informaţiilor geografice şi atribute necesare procesului de management al infrastructurii unei reţele de drumuri. Componentele de bază ale sistemului sunt: harta digitală, baza de date atribut, aplicaţiile software specifice şi sistemul de achiziţie video/ GPS a datelor.

Harta digitală. Sistemul se poate baza pe o hartă digitală a zonei de inares, construit iniţial prin vectorizarea manuală a imaginilor scanate de pe planşe cu scări cuprinse între scară 1:25.000 până la scara 1:500, în sistem de coordonate Stereo70. S-au digitizat următoarele straturi, grupate după ţip:

- de tip poligon: limite administrative, oraşe, centre de comune, sate, lacuri; - de tip text: denumiri oraşe, centre de comună , sate, denumiri râuri şi

lacuri - de tip linie: drumuri naţionale, drumuri judeţene, drumuri comunale, limit

judeţ, reţea hidrografică şi linii de cale ferată. Pentru poziţionarea corectă a obiectivelor atribut aferente fiecărui drum s-au definit straturi de tip punct cu reprezentare prin simboluri specifice: poduri, podeţe şi indicatoare rutiere. Elementele acestor straturi vor fi introduse în urma culegerii datelor de pe teren în strânsa corelaţie cu parcurgerea documentaţiilor tehnice deţinute în arhivă de către administratorul drumurilor.




103

Practic, întregul sistem este întreţinut printr-un proces continuu de corectare a hărţii bazat pe tehnologia proprie de achiziţie date prin măsurători GPS şi film video.

Baza de date. Straturile care au ataşate atribute sunt: drumurile judeţene, drumurile comunale, drumurile de exploatare etc. Atributele acestor straturi pot fi accesate direct din aplicaţii specifice dar şi din aplicaţia principală de gestiune a drumurilor. Astfel, un drum judeţean de exemplu, conţine pe lângă atributele directe cum ar fi: numele, traseul, lungimea şi respectiv legături către tabelele cu sectoare de drum, lucrări de întreţinere şi investiţii, etc. În plus pot fi ataşate şi imagini foto sau filme video.

Pentru stocarea datelor atât a celor grafice cât şi a celor atribut s-a folosit un server de baze de date MySQL. Structura tabelelor şi tipul de relaţii de legătură între atribute sunt prezentate în figură următoare. Pentru a simplifica introducerea datelor în multe câmpuri s-au utilizat tipuri predefinite de date cum ar fi enumerările. De exemplu tipurile de îmbrăcăminte a drumului sunt: asfalt, îmbrăcăminte asfaltică uşoară, beton de ciment rutier, pământ, pavaj şi pietruire. În cazul sistemului propus, scopul principal este obţinerea unui raport de sinteză asupra unui drum care să includă toate informaţiile disponibile. De asemenea, sunt deosebit de utile mecanismele complexe de căutare a drumurilor după valorile unor atribute. Un exemplu în acest sens ar fi determinarea drumurilor care trebuie reparate sau respectiv modernizate. Elaborarea unui plan

anual de reparaţii şi întreţinere în condiţiile unor bugete limitate este rezultatul unor analize complexe care trebuie să ţină seama de: caracteristicile constructive, de relief şi condiţiile de climă locale, de frecvenţele de trafic şi valorile traficului greu, de starea la momentul actual a îmbrăcăminţii drumului şi altele.




104

Mai jos, se prezintă o variantă de structură de bază de date cu atribute

despre drumuri.

Figura 12. Structura unei baze de date Sistemul de achiziţie date video/GPS. Pentru colectarea şi întreţinerea la

zi a informaţiilor descrise ca fiind importante în activitatea de management a infrastructurii drumurilor s-a conceput şi realizat un sistem de achiziţie combinat video/GPS. Din punct de vedere a echipamentelor mobile este vorba de un laptop la care se conectează un receptor GPS şi una sau două camere video. Se parcurge drumul şi se colectează concomitent informaţiile de localizare de la GPS, coordonate WGS84 preluate conform standardului NMEA 0183 şi imaginea video filmată pe direcţia de mers, respectiv perpendicular pe marginea dreaptă a drumului.




105

Figura 13. Sistem automat de înregistrare a suprafeţei carosabile

Din punct de vedere al softului s-au elaborat două programe, primul de achiziţie efectivă, iar al doilea de prelucrare în laborator respectiv extragere de informaţii plus imagini foto şi conversie de coordonate.

Sincronizarea între poziţia înregistrata de GPS şi cadrul curent din film se realizează cu ajutorul mărcii de timp. Pentru fiecare poziţie primită de la GPS se va salva şi imaginea curentă din cadrul capturii video, pentru fiecare cameră video. Prelucrarea informaţiilor cu ajutorul programului de laborator presupune parcurgerea filmului şi identificarea obiectelor de interes de-a lungul traseului. Mijloacele prin care sunt izolate şi salvate imaginile corespunzătoare obiectelor de interes sunt: reglarea vitezei de derulare a filmului, opriri stop cadru, parcurgerea manuală pas cu pas înainte şi înapoi, salvarea imaginii dorite şi a poziţiei corespunzătoare.

Figura 14. Sincronizare film-timp-pozitie Pentru determinarea exactă a poziţiei unui anumit cadru de film se

consideră o parcurgere cu viteză constantă între punctele înregistrate cele mai apropiate, iar prin relaţii de proporţionalitate se calculează poziţia corectă.




106

Figura 15. Fereastra sistemului de prelucrare video/GPS Obiectele astfel determinate sunt importate ca obiecte noi în sistemul

propus în această lucrare, sau pot fi doar atribute şi imagini cu caracter temporal care descriu variaţii ale unui obiect existent.

Pe baza datelor achiziţionate de sistemul video şi prelucrate de către un operator se pot identifica şi cuantifica principalele tipuri de degradări şi, pe baza lor se pot calcula indicii de stare a unei structuri rutiere:

SUEISTEIIG ..... ⋅= (1) în care : I.E.ST = indicele de evaluare structurală şi reprezintă cât din

suprafaţa mbrăcăminţii nu este afectată de degradările structurale; I.E.SU = indicele de evaluare a suprafeţei şi reprezintă cât din suprafaţa îmbrăcăminţii nu este afectată de degradările de suprafaţă

),(sup

),(degsup2

2deg

mSatieiidecirculrafatabenzmSradatarafata

ID r= (2)

Sdegr= D1 + 0.7D2 + 0.7 ·0.5D3 +0.2D4 +D5 (m2) (3) in care: D1 = suprafaţa afectată de gropi şi plombe; D2 = suprafaţa afectată de faianţari, fisuri şi crăpături multiple pe direcţii diferite; D3 = suprafaţa afectată de fisuri şi crăpături transversale şi longitudinale, rupturi de margine; D4 = total suprafaţa poroasă , cu ciupituri, suprafaţă încreţită, suprafaţă siroita, suprafaţă exudata; D5 = suprafaţa afectată de făgaşe longitudinale




107

Coeficienţii 0.7 şi 0.2 ţin cont de ponderea defecţiunii respective, iar coeficientul 0.5 ţine cont de lăţimea pe care este afectată suprafaţa îmbrăcăminţii de degradările tip D3, pentru a fi exprimate în m2.

Astfel, cu ajutorul bazei de date interactive, alcătuite în timp, se poate monitoriza evoluţia parametrilor de stare ai structurii rutiere şi se pot realiza hărţi tematice cu sectoarele omogene, funcţie de indicii de degradare, astfel încât administratorul drumului să poată lua decizii referitoare la lucrările care se impun a se realiza.

5. CONCLUZII

Sistemul prezentat este un sistem dedicat care răspunde scopului pentru care a fost creat. Este un sistem minimal conform cerinţelor utilizatorilor. În acelaşi timp poate să şi constituie un model simplu de aplicare eficientă a tehnologiei GIS într-un domeniu concret, bine delimitat din punct de vedere al problemelor de rezolvat. O importanţă aparte o are caracterul de continuitate în utilizarea sistemului. Pentru decizii corecte este nevoie de date actualizate.

Cu ajutorul tehnologiei GIS se poate îmbunătăţi managementul lucrărilor de întreţinere şi reparaţii la drumuri, avantajul acestei tehnologii fiind acela de a fi personalizat pentru fiecare tip de administraţie, de la cele locale, de mici dimensiuni la administraţii naţionale, pe baza aceloraşi principii.

BIBLIOGRAFIE

[1] Normativ privind determinarea stării tehnice a drumurilor modern CD 155-2001 [2] Normativ pentru evaluarea stării de degradare a îmbrăcăminţii bituminoase pentru

drumuri cu structuri rutiere suple şi semirigide, indicativ AND 540-2003 [3] A. CĂLIN: “Contribuţii privind exploatarea imaginilor digitale în scopul culegerii de

date pentru sisteme de informaţii spaţiale”, Lucrare de doctorat

[4] www.esri.com

[5] HUSSEIN MOHAMMED AHMED ELHADI “GIS, a tool for pavement management”, Lucrare de doctorat

[6] KEERTHI.M.G:”Rural road network planning using GIS”, Lucrare de doctorat [7] M. DICU: Note de curs




108

STUDIU DE CAZ PRIVIND

STRUCTURA AEROPORTUARĂ A AERODROMULUI STREJNIC

Modreanu Dorinel, Facultatea Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, Secţia Ingineria Infrastructurii Transporturilor, Anul de studiu: II Master, e-mail: [email protected] Îndrumător: Răcănel Carmen, Conferenţiar Doctor Inginer, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, e-mail: [email protected] Rezumat Suprafeţele aeroportuare pot avea structuri rutiere diferite, structuri rigide cât şi flexibile.

La structurile rutiere flexibile criteriul de dimensionare este cel al presiunilor limită la nivelul solului de fundare şi are ca parametru de calcul Indicele Californian de Capacitate Portantă CBR.

La structura rutieră rigidă criteriul de dimensionare este cel al momentului de încovoiere admisibil al dalei reprezentat de tensiunea admisibilă de întindere din încovoiere σtadm şi are ca parametru de calcul modulul de reacţie corectat al pământului K.

Scopul acestui articol este de a compara o structură rutieră flexibilă cu o structură rutieră rigidă pentru construcţia unei piste (în cadrul aerodromului Strejnic), atât din punct de vedere teoretic cât şi economic. Cuvinte cheie: aerodrom, structura rutieră flexibilă, structură rutieră rigidă, CBR, PCN, ACN 1. INTRODUCERE

Pentru suprafeţe aeroportuare se pot folosi sisteme rutiere de tipurile cunoscute pentru drumuri:

sisteme rutiere flexibile, sisteme rutiere rigide, sisteme rutiere semirigide, sisteme rutiere compozite.

Sistemele rutiere aeroportuare trebuie să îndeplinească două categorii de condiţii şi anume:

Condiţia de portanţă - care este în dependenţă de regimul hidroclimatic;




109

Condiţii funcţionale - integritatea suprafeţei de rulare, suprafaţarea şi aderenţa pneu-cale.

În alegerea structurii rutiere aeroportuare trebuie ţinut cont de următorii factori :

- traficul preconizat; - tipul/ caracteristicile pământului de fundare; - condiţii climatice; - regimul hidrologic; - resursele locale de materiale; - posibilitatea/utilitatea execuţiei etapizate; - costul total: execuţie, întreţinere; - probleme tehnice ridicate de întreţinere.

Avantajele structurilor rutiere flexibile aeroportuare sunt: o execuţie mai uşoară comparativ cu cele rigide, absenţa rosturilor, o aderenţă mai bună, reparaţiile suprafeţelor sunt mai uşor de realizat.

Avantajele structurilor rutiere rigide aeroportuare sunt: vizibilitate bună, volum limitat de materiale, durată de serviciu mai mare.

Pentru dimensionarea structurilor rutiere rigide aeroportuare în România există normativul NP 34-1999 „Normativ de proiectare pentru structurile rutiere rigide aeroportuare”. De asemenea pentru acest tip de structură există normativul NP 44-2000 care permite determinarea prin metoda ACN-PCN a capacităţii portante a structurilor rigide aeroportuare în vederea utilizării acestora de către avioane, în siguranţă.

Pentru structurile rutiere flexibile aeroportuare nu există normativ de proiectare. Proiectarea se bazează pe aplicarea Metododei Franceze (SBA - STBA: Service des Bases Aeriennes - Service Technique des Bases Aeriennes). Normele româneşti(SR 174) în vigoare nu conţin prevederi speciale referitoare la mixturile asfaltice pentru aeroporturi, referire la acestea fiind făcute în standardul european SR EN 13108-1.

La nivel naţional folosirea structurilor aeroportuare flexibile a fost redusă. În anul 2007 – 2008 s–a modernizat pista de pe Aeroportul Internaţional

Aurel Vlaicu. Modernizarea pistei a costat în ranforsarea structurii iniţiale din beton de ciment cu straturi bituminoase în grosime de până la 25 cm.

În anul 2007 s–a început modernizarea aerodromului Strejnic, prin construirea unei piste de decolare–aterizare cu o structură flexibilă.

Structura rutieră aeroportuară flexibilă a fost alcătuită din straturi bituminoase cu bitum modificat. Au fost agrementate formule noi de mixturi bituminoase aeroportuare cu indicativele BAA.




110

2. STRUCTURA AEROPORTUARĂ A AERODROMULUI STREJNIC

S-au analizat soluţii de modernizare a infrastructurii existente a aerodromului Strejnic prin compararea unei structuri rutiere rigide, cu o structura rutieră flexibilă pentru pistă.

2.1. Descrierea funcţională

Aerodromul Strejnic aparţine domeniului privat al statului din patrimoniul Ministerului Transporturilor dat în administrare Şcolii Superioare de Aviaţie din Ploieşti, pentru activităţi specifice de zbor la vedere pe timp de zi şi dotările corespunzătoare activităţii sportive şi de şcoală de piloţi de aeronave cu şi fără motor.

2.1.1. Date generale

Amplasamentul se află la cca. 1,5 km vest de municipiul Ploieşti, în zona de luncă şi terasă a râului Prahova, cu un relief cvasiplan.

Din punct de vedere climatic se menţionează că zona studiată aparţine sectorului cu climă de câmpie cu veri călduroase şi precipitaţii nu prea bogate iar iernile reci cu viscole puternice dar şi cu frecvente intervale de încălzire.

Adâncimea de îngheţ a terenului natural în zona cercetată este de 80 - 90 cm, conform STAS 6054-77.

Din punct de vedere geologic zona este constituită din depozite sedimentare aluvionare, de vârstă Cuaternară (Holocen), fiind formate la bază




111

din pietrişuri, bolovănişuri iar la partea superioară din nisipuri fine, argile şi prafuri.

Conform normativului P 100/1-2006 privind protecţia antiseismică, perimetrul studiat, se înscrie în zona seismică B corespunzându-i în conformitate cu STAS 11100-93 perioada de colţ Tc=1,5 sec şi coef. Ks = 0,25. În urma studiului geotehnic, s-au întâlnit următoarele formaţiuni:

sol vegetal cu grosimi cuprinse între 0,15 – 0,20 m de la suprafaţa terenului;

argilă prăfoasă, se întâlneşte imediat sub pătura de sol vegetal, cu grosimi cuprinse între 0,30 – 0,60 m, de culoare cafeniu închis la negricios, cu elemente de pietriş mic până la mare la partea inferioară.

Este un pământ de tipul P5, foarte sensibil la îngheţ, pământ cu o calitate mediocră. Pentru modulul de reacţie al acestui teren se poate considera valoarea K0 = 25-30 MN/mc.

Indicele Californian de capacitate portanta CBR are valoarea de CBR= 3. Din datele furnizate de documentaţiile din zonă a rezultat că apa subterană

se află la o adâncime mai mare de 10,00 m, ceea ce nu influenţează sistem rutier al pistei.

2.1.2. Caracteristicile principale

pista de decolare - aterizare : 750 m x 30 m; cale de rulare : 142 m x 11 m; platforma de îmbarcare – debarcare : 110 m x 40 m

I.1.1 2.1.3. Soluţia constructivă

Suprafaţa de mişcare pavată pentru formarea şi antrenarea piloţilor avioanelor şi elicopterelor compuse din pistă, cale de rulare, platformă parcare avioane, aeronava de calcul având litera de cod ”B”;

Situaţia proiectată este în varianta de culoar rotit cu 100 pe direcţia 08-26 (260,710 - 80,710), lucru ce permite realizarea suprafeţelor minime de siguranţă de cap de pistă cerute de normele de aviaţie civilă pentru piste ce deservesc trafic de aviaţie generală în condiţiile de apropiere la vedere.

Realizarea suprafeţelor de mişcare se va face pentru un număr de clasificare al aeronavelor ACN max. 10, considerând avionul de calcul ATR-42/ serie 200.




112

Pista pavată are o lungime de 750 m, o lăţime de 30 m, fiind realizată în configuraţie cu buzunare de întoarcere de tip „cap ciocan” şi structură rutieră de tip flexibil.

Lungimea de 750 m a pistei permite realizarea suprafeţelor minime de siguranţă de cap de pistă cerute de normele de aviaţie civilă, codul 1B şi categoria de apropiere la vedere.

Calea de rulare va avea o lungime de 142 m, lăţime de 11 m şi este tot cu structură rutieră flexibilă având caracteristicile corespunzătoare deservirii rulării aeronavelor cu litera de cod „B” . Soluţia constructivă pentru structurile rutiere pavate sunt :

A) pista şi calea de rulare vor avea un sistem rutier aeroportuar de tip flexibil, dimensionat pentru aeronave cu litera de cod „B” având numărul de clasificare ACNmax = 10.

Sistemul rutier rezultat are următoarea stratificaţie : 4 cm BAA 0/16 mixtură bituminoasă aeroportuară cu bitum modificat cu polimer cu agregate 0/16 mm pentru stratul de uzură;

6 cm BAA 0/25 mixtură bituminoasă aeroportuară cu bitum modificat cu polimer cu agregate 0/25 mm pentru stratul de binder;

12 cm balast stabilizat cu ciment; 30 cm fundaţie de balast; 20 cm strat de forma îmbunătăţit.

Numărul de clasificare al structurii rutiere aeroportuare (pentru o durată de viaţă corespunzătoare – 36500 mişcări echivalent aeronavei de calcul) este PCN = 10 F/D/W/T.

La realizarea pistei, în profil longitudinal panta maximă este de 0,45% (nu trebuie să depăşească 2%), iar în profil transversal, are o valoare de 1,5%.

Calea de rulare va avea în profil longitudinal o pantă de 0,4% (maxima nu poate depăşi 3%), iar în profil transversal are o pantă de 1,5%.

În jurul pistei, a căii de rulare şi a suprafeţei de trafic s-a realizat o bandă înierbată de siguranţă cu o pantă transversală de 3%, zonă ce va avea rolul de a proteja avioanele în cazul unor eventuale accidente la aterizare.




113

2.2. DIMENSIONAREA STRUCTURI RUTIERE

2.2.1. Dimensionarea structurii rutiere flexibile

Dimensionarea sistemului rutier flexibil s-a făcut după Metoda franceza (SBA - STBA: Service des Bases Aeriennes - Service Technique des Bases Aeriennes). Caracteristicile pământului de fundare:

Conform studiului geotehnic Indicele Californian de Capacitate Portantă CBR are valoarea de CBR= 3. Caracteristicile materialelor din alcătuirea straturilor rutiere

balast în grosime de 30 cm (coeficient echivalare 0,75); balast stabilizat cu ciment în grosime de 12 cm (coeficient echivalare 1,50);

îmbrăcăminte mixtură bituminoasă aeroportuară (coeficient echivalare 2,00).

Etape de calcul a) Grosimea echivalentă a straturilor de fundaţie:

Hech = 30x0,75+12x1,5 =40,50 cm

b) Stabilirea valorilor încărcării reale pe aterizorul principal pentru avionul de referinţa şi anume ATR 42 seria 200 cu masa maximă de decolare de M=16,72 t, procentul de repartiţie a încărcăturii pe aterizorul principal Vs=46,20% şi ACN = 9 conform (NP 044-2000). Încărcarea reala P este egală cu încărcarea pe osia aterizorului principal al avionului şi anume:

P = 16,720 x 0,462 = 7,73 t c) Determinarea încărcării reale ponderate P’, prin efectuarea încărcării

reale P cu un coeficient cF pentru fiecare tip de suprafaţă aeroportuară (pentru pistă cF =1):

P’ = cF x P =1 x 7,73 = 7,73 t d) Transformarea încărcării reale ponderate P’’ pentru fiecare tip de

suprafaţă considerate cu un număr real de mişcări N zilnice timp de zece ani în încărcare normală de calcul P’’ pentru 10 mişcări zilnice timp de zece ani :

P’’ = P’/c c = 1,2 -0,2*logN N = 10 c = 1

P’’ = 7,73 t




114

e) Determinarea grosimii echivalente a straturilor rutiere din diagrama figura 1.

Figura 1. Diagrama de calcul pentru aterizorul dual - sistem rutier flexibil




115

Din diagramă rezultă o grosime echivalentă a straturilor rutiere de Hechivf=60 cm.

Grosimea echivalentă a straturilor de fundaţie este Hech = 40,50 cm. Se propune un sistem rutier din îmbrăcăminte mixtură bituminoasă

aeroportuară în grosime de totala de 10 cm (grosime echivalentă de 20 cm ) cu următoarea structură:

4 cm BAA 0/16 mixtură bituminoasă aeroportuară cu bitum modificat cu polimer cu agregate 0/16 mm pentru stratul de uzură;

6 cm BAA 0/25 mixtură bituminoasă aeroportuară cu bitum modificat cu polimer cu agregate 0/25 mm pentru stratul de binder.

f) Determinarea numărului de clasificare al sistemului rutier nou aeronautic PCN.

Elementele care caracterizează pista de decolare-aterizare aeronave sunt : Indicele Californian de Capacitate Portanta CBR cu valoarea CBR=3

grosime echivalentă a straturilor rutiere de Hechivf =60 cm Din diagramă figura 1 în funcţie de parametrii de mai sus se determină

încărcarea pe roată simplă izolată RSI = 7,2 t. Deoarece Indicele Californian de capacitate portanta CBR are valoarea

CBR= 3 rezultă încadrarea pământului în categoria ’’D’’ a capacităţii portante a pământului de fundare conform clasificării ICAO.

Valoarea numărului PCN se calculează cu relaţia : PCN = RSI x H(CBR) /CF

Unde : RSI =7,2 t. H(CBR) =1,50 şi reprezintă coeficient determinat în funcţie de

valoarea Indicele Californian de Capacitate Portantă CBR cu valoarea CBR= 3 şi a categoriei de capacitate portantă a pământului de fundare „D” conform diagramei din figura 2.

CF = 1 şi reprezintă coeficientul de pondere al încărcării pentru pistă Rezultă :

PCN = 7,2 x 1,50 / 1 = 10,80 ≈ 11 Deci

PCN = 11 > PCN = 10 cerut Avionul este admis fără restricţii.




116

Figura 2. Coeficientul H(CBR) pentru calculul PCN pentru structuri rutiere flexibile

Conform procedurii ICAO de informare asupra capacităţii portante a

structurii pistei, numărul de clasificare al acesteia este : PCN = 10/F/D/W/T în care:

10 =valoarea numerică a clasificării F = structura sistemului este flexibilă D = Indicele Californian de capacitate portanta CBR cu valoarea CBR= 3

W = fără limitare a presiunii în pneuri T = evaluare tehnică

2.2.2. Verificarea la acţiunea îngheţ-dezgheţului a structurii rutiere flexibile

Protecţia contra îngheţului este asigurată dacă structura rutiera are o grosime suficientă pentru a suprima pătrunderea îngheţului în materialele gelive ale sistemului rutier şi se exprimă prin gradul de asigurare la pătrunderea îngheţului (K) conform relaţiei :

K = He/Zcr




117

Prin care : He - grosimea echivalentă a structurii rutiere Zcr - adâncimea de pătrundere a îngheţului în sistemul rutier

Zcr=Z+ΔZ Z - adâncimea de îngheţ specifica zonei

ΔZ = Hst - He Hst – grosimea sistemulu rutier

Structura rutieră flexibilă nouă: 4 cm BAA 0/16 mixtură bituminoasă aeroportuară cu bitum modificat cu polimer cu agregate 0/16 mm pentru stratul de uzură;

6 cm BAA 0/25 mixtură bituminoasă aeroportuară cu bitum modificat cu polimer cu agregate 0/25 mm pentru stratul de binder;

12 cm balast stabilizat cu ciment; 30 cm fundaţie de balast.

He = 30 x 0,9 + 12 x 0,65 + 10 x 0,50 = 39,80 cm ΔZ = 52 – 39,80 = 12,20 cm Zcr= 80 + 12,20 = 92,20 cm

K= He/ Zcr = 39,80 / 92,20 = 0,432 > Kmin = 0,35 Rezultă ca structura rutieră flexibilă nouă se comporta bine din punct de

vedere al acţiunii îngheţ-dezgheţului.

2.2.3. Dimensionarea structurii rutiere rigide

Caracteristicile pământului de fundare: Conform studiului geotehnic modulul de reacţie al terenului natural

adiacent pistei de decolare-aterizare este K0= 25 MN/m2. Caracteristicile materialelor din alcătuirea straturilor rutiere:

balast în grosime de 30 cm (coeficient echivalare 0,75); balast stabilizat cu ciment în grosime de 12 cm (coeficient echivalare 1,50);

îmbrăcăminte din beton de ciment BcR 5,0. Etape de calcul

a) Rezistenţa la întinderea din încovoiere la 28 zile pentru clasa betonului BcR 5,0 conform SR183/1 este:

Rti28 = 5,0 MPa b) Determinarea rezistenţei la întindere din încovoiere a betonului

la 90 zile Rti 90




118

Rti90 = 1,10 x Rti28 = 1,10 x 5,00 = 5,50 MPa c) Coeficientul de siguranţa este Cs = 2,60 deoarece nu se folosesc

dispozitive de transfer a încărcărilor la rosturi. d) Determinarea tensiunii admisibile din încovoiere a betonului σtadm :

σtadm= Rti90/cs=5,50/2,60=2,12 MPa e) Determinarea modului de reacţie corectat al pământului, K în funcţie de

modulul de reacţie al pământului K0 = 25MN/m3 şi grosimea echivalentă a straturilor fundaţiei.

Hech = 30 x 0,75+12 x 1,5 =40,50 cm Din figura 3 rezultă modul de reacţie la suprafaţa stratului de fundaţie:

K = 55 MN/m3

Figura 3. Modul de reacţie la suprafaţa stratului de fundaţie f) Stabilirea valorilor încărcării reale pe aterizorul principal pentru avionul

de referinţa şi anume ATR 42 seria 200 cu masa maximă de decolare de M=16,72 t, procentul de repartiţie a încărcăturii pe aterizorul principal Vs=46,20% şi ACN = 9 conform (NP 044-2000). Încărcarea reala P este egală cu încărcarea pe osia aterizorului principal al avionului şi anume:

P = 16,720 x 0,462 = 7,73 t g) Determinarea încărcării reale ponderate P’, prin efectuarea încărcării

reale P cu un coeficient cF pentru fiecare tip de suprafaţă aeroportuară (pentru pistă cF =1):




119

P’ = cF x P =1 x 7,73 = 7,73t h) Transformarea încărcării reale ponderate P’’ pentru fiecare tip de

suprafaţă considerate cu un număr real de mişcări N zilnice timp de zece ani în încărcare normală de calcul P’’ pentru 10 mişcări zilnice timp de zece ani :

P’’ = P’/c c = 1,2 -0,2*logN N = 10 c = 1

P’’ = 7,73 t i) Determinarea grosimii dalei din beton de ciment, H în funcţie de:

K = 55 MN/m3, σtadm = 2,12 MPa şi P =7,73 t Din diagrama figura 4, rezultă o grosime de dală din beton de ciment nouă:

H =19 cm.

Figura 4. Diagrama de calcul pentru aterizor dual - sistem rutier rigid




120

j) Determinarea numărului de clasificare al sistemului rutier nou aeronautic PCN.

Elementele care caracterizează pista de decolare-aterizare aeronave sunt : Modulul de reacţie al pământului K0 = 25 MN/m3, Grosime dalei de ciment BCR5,0 este 19 cm, Tensiunea admisibilă din încovoiere a betonului σtadm= 2,12 MPa.

Din diagrama aterizorului roată simplă figura 5, în funcţie de parametrii de mai sus se determină încărcarea pe roată simplă izolată RSI = 6,3 t.

Figura 5. Diagrama de calcul pentru aterizor roată simplă - sistem rutier rigid




121

Deoarece modulul de reacţie al pământului de fundare K0 =25 MN/m3 rezulta încadrarea pământului în categoria ’’D’’ a capacităţii portante a pământului de fundare conform clasificării ICAO.

Valoarea numărului PCN se calculează cu relaţia : PCN = RSI x G(k) :CF

Unde : RSI =6,3 t. G(k) =1,67 şi reprezintă coeficient determinat în funcţie de

valoarea modulului de reacţie al pământului de fundare K0=25 MN/m3 şi a categoriei de capacitate portantă a pământului de fundare „D” conform diagramei din figura 6.

CF = 1,00 şi reprezintă coeficientul de pondere al încărcării pentru pista

Figura 6. Coeficientul G(K) pentru calculul PCN pentru structuri rutiere rigide

Rezultă : PCN = 6,3 x 1,67 / 1,00 = 10,52 ≈ 11

Rezultă : PCN = 11 > PCN = 10 cerut Avionul este admis fără restricţii. Conform procedurii ICAO de informare asupra capacităţii portante a

structurii pistei, numărul de clasificare al acesteia este : PCN = 10/R/D/W/T




122

2.2.4. Verificarea la acţiunea îngheţ-dezgheţului a structurii rutiere rigide

Structura rutieră rigidă nouă 30 cm balast; 12 cm balast stabilizat cu ciment; 19 cm beton de ciment BcR 5,0

He = 30 x 0,9 + 12 x 0,65 + 19 x 0,45 = 43,35 cm

ΔZ = 61 – 43,35 = 17,65 cm Zcr= 80 + 17,65 = 97,65 cm

K= He/ Zcr = 43,35 / 97,65 = 0,444 > Kmin = 0,35 Rezultă că structura rutieră rigidă nouă se comporta bine din punct de vedere al acţiunii îngheţ-dezgheţului. 3. CONCLUZII

Dimensionarea sistemelor rutiere a fost făcută pentru avioanele ATR-42/serie 200, conform prevederilor din „Aerodrome Design Manual” part.3 „Pavement”, DOC. 9157 – AN/901, editat de I.C.A.O.

S-a respectat cerinţele reglementărilor aviaţiei civile naţionale şi internaţionale referitoare la dimensionarea suprafeţelor de mişcare aeroportuare.

La structurile rutiere flexibile criteriul de dimensionare este cel al presiunilor limită la nivelul solului de fundare şi are ca parametru de calcul Indicele Californian de Capacitate Portantă CBR.

La structură rutieră rigidă criteriul de dimensionare este cel al momentului de încovoiere admisibil al dalei reprezentat de tensiunea admisibilă de întindere din încovoiere şi are ca parametru de calcul modulul de reacţie corectat al pământului K.

În calculul de dimensionare s-a pornit de la o structură identică a straturilor de fundaţie şi s-a variat tipul îmbrăcăminţii rutiere, flexibil sau rigid.

Grosimile rezultate în urma dimensionării în cele două cazuri, au verificat cerinţele impuse pentru numărul de clasificare al structurii rutiere aeroportuare PCN = 10 F/D/W/T şi totodată acţiunea îngheţ-dezgheţ asupra structurii rutiere.

În urma unui calcul economic pentru cele două tipuri de structuri rutiere, folosind preţurile unitare pentru fiecare tip de structură :

Structură rutieră flexibilă • BAA 0/16 mixtură bituminoasă aeroportuară cu bitum modificat

cu polimer, 4 cm grosime, 42 lei/mp




123

• BAA 0/25 mixtură bituminoasă aeroportuară cu bitum modificat cu polimer, 6 cm grosime, 53 lei/mp

• Structura rutieră flexibilă, 10 cm grosime, 95 lei/mp Structură rutieră rigidă

• Dală din beton BcR 5,0 de 19 cm grosime, 135 lei/mp S-a constatat că structura rutieră flexibilă este cu aproximativ 40% mai

ieftină decât structura rutieră rigidă. Având în vedere diferenţele de preţ considerăm că soluţia folosirii

sistemului rutier flexibil, pentru încărcările avionului de calcul ATR 42 seria 200 a fost cea corectă. BIBLIOGRAFIE

Zarojanu H., Bulgaru G. - Aeroporturi, Editura Societăţii Academice Matei Teiu Botez, Iaşi, 2010

xxx: Normativ pentru evaluarea capacităţii portante a structurilor rutiere rigide

aeroportuare, indicativ NP 044 – 2000

xxx: Normativ de proiectare pentru structurile rutiere rigide aeroportuare, indicativ NP 034 – 1999;

ICAO – „Aerodrome Design Manual” part.3 „Pavement”, DOC. 9157 – AN/901

STBA – Instruction sur dimensionnement des chaussees dàerodromes et la determination des charges admissibles vol. I, Instruction technique, 1983

STBA – Instruction sur dimensionnement des chaussees dàerodromes et la

determination des charges admissibles vol. II, Manuel pratique de dimensionnement, 1983

STBA – La methode ACN-PCN, guide pratique dùtilisation de la methode ACN-PCN, 1988




124

UTILIZAREA SISTEMELOR MANAGERIALE ÎN ACTIVITATEA DE GESTIONARE LA DRUMURI

Naom Iulia, ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, e-mail: [email protected] Dicu Mihai, Prof.dr.ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, e-mail: [email protected] Rezumat

Pentru înţelegerea conceptelor economice incluse în dezvoltarea modelului de analiză HDM-4 este necesară introducerea unor noţiuni teoretice referitoare la conceptul de analiză (evaluare) economică a proiectelor.

Scopul programului HDM-4 a fost lărgit considerabil dincolo de evaluările tradiţionale ale proiectelor, pentru a se ajunge la un sistem mai puternic, pentru analiza managementului şi alternativelor de investiţie pentru drumuri.

Studiul Internaţional asupra dezvoltării şi managementului drumurilor (ISOHDM) a avut ca scop extinderea modelului HDM-III, rezultând de aici modelul HDM-4.

Acest articol prezintă sub formă de imagini rezultatele obţinute prin modelarea unui sector de drum cu ajutorul soft-ului HDM-4. Cuvinte cheie: model HDM-4, evaluare economică, managementul drumurilor,soft;

1. INTRODUCERE Lucrarea este structurată in două părti : Sinteza documentară asupra

modului de lucru cu soft-ul HDM-4 şi Studiul de caz : Analizarea soluţiei optime pentru drumul pietruit DJ 703B Şerbaneşti – Căteasca Acesta sinteză documentară prezintă analiza economică a unui proiect de modernizare a unui drum pietruit existent la un drum cu îmbrăcăminte bituminoasă. Drumul existent are 50km lungime şi traversează o topografie variată. Se supun analizei trei sectoare, bazate pe geometrie, îmbrăcămintea exsitentă pe drumul analizat şi volumele de trafic prezente pe acest drum. Datele despre trafic şi datele despre condiţiile acestui drum sunt bazate pe controalele efectuate în trafic în anul 1998. Grosimea stratului de pietriş în anul 1998 era de 150 mm (15cm).




125

Scopul acest studiu de caz este acela de a demonstra structura şi capabilitatea programului HDM-4 dar şi măsurile de care este nevoie pentru a întreprinde evaluarea proiectului. Scopul acestei evaluari este acela de a scoate în evidenţă rezultatele economice benefice ale investiţiei care urmează să se facă în scopul modernizării drumului. Fezabilitatea economică a acestui proiect este evaluată prin comparaţia acestui proiect cu un proiect standard. Alternativele proiectului sunt : Fără proiect adică menţinerea drumului existent (cel acoperit cu pietriş) Cu proiect modernizarea drumului pietruit, prin aplicarea unei îmbrăcăminţi bitumionase, urmată de întreţinerea îmbrăcăminţii bituminoase. După ce se colectează datele necesare a fi introduse în acest soft, de către un utilizator, ele se verifică, se definesc în program detaliile legate de proiectul analizat apoi, se rulează analiza din care rezultă mai multe rapoarte care mai apoi se compară cu un proiect standard. 2. PAŞII STUDIULUI Pentru a putea face o analiză economică a unor proiecte de drumuri, se vor urma paşii de mai jos: Colectarea datelor necesare: parametrii fizici şi geometrici ai drumului analizat, traficul, vehiculele care circulă pe drumul respectiv, materialele ce intră în componenţa drumului, tipul structurii rutiere, anul ultimei intervenţii zona climatică din care reţeaua de drumuri, în care este inclus şi drumul analizat, face parte şi alti parametri.

Figura 1. Structura modelului de management al drumurilor HDM

Starea drumurilor Parametrii de analiză

Moedelul HDM

Impactul asupra utilizatorilor

Date despre drumuri

Costuri Date despre vehicule

Analiza economică Strategii

Alte opţiuni Ieşire




126

După ce se colectează aceste date, în timp ce vor fi declarate în program în diferite secţiuni – figurile 2, 3 şi 4 se vor revizui (se va insista pe corectitudinea datelor pentru ca analiza să nu dea erori).

Figura 2: Specificarea detaliilor Figura 3. Specificarea strategiilor proiectului (întreţinere sau modernizare)

Figura 4: Analiza proiectului Figura 5. Rularea analizei După ce se declară aceste date şi după ce sunt verificate la introducerea în soft, se fac setările pentru rulare (cu alte cuvinte ceea ce vrem să ne apară pe rapoarte după rulare), după care se apasă butonul de rulare (Start) figurile 4 şi 5 După rularea analizei vor rezulta nişte rapoarte şi nişte rezultate grafice, care se compară cu cele rezultate pentru un proiect standard. Modelul HDM-4 are un grad mare de generalitate, în ceea ce priveşte majoritatea parametrilor de intrare în model. Pentru a corespunde mai fidel condiţiilor locale de analiză, modelul trebuie calibrat în concordanţă cu caracteristicile specifice fiecărui model construit. Prima etapă în calibrarea modelului o reprezintă apropierea de normativele în vigoare, specifice ţării din care teritoriul (drumul) studiat face parte, în cazul lucrării de faţă, normativele româneşti. Studiul de caz va avea drept scop analiza tehnico – economică în vederea planificării lucrărilor de întreţinere curente şi periodice şi reparaţii bazate pe




127

priorităţi, a drumurilor judeţene şi a fondurilor disponibile dar şi compararea soluţiei modernizării cu solutia înterţinerii drumului DJ 703B Şerbaneşti – Căteasca.

3. DATE UTILIZATE, PARAMETRII INTRODUŞI ÎN PROGRAMUL HDM-4

După ce s-a definit reţeaua de drumuri din care acest drum face parte, cu împărţirea pe cele trei sectoare, specificând pentru fiecare sector în parte,tipul îmbrăcăminţii, lungimea, lăţimea părţii carosabile, numărul de benzi, zona climatică din care drumul face parte, clasa tehnică a drumului şi media zilnică anuală a traficului (traficul) şi după ce s-a definit parcul auto cu toate vehiculele care pot circula pe drumul respectiv (atât transport motorizat cat şi transport nemotorizat) şi după ce s-au alocat studiului şi standardele de întreţinere şi de îmbunătăţire, dar şi perioada de analiză de 13 ani, au fost urmate etapele prezentate in figurile de mai jos – 6, 7, 8, 9, 10, 11 :

Figura 6: Definirea datelor iniţiale Figura 7. Împărţirea drumului în sectoare

Figura 8: Introducerea flotei de Figura 9. Specificarea variantelor de vehicule care pot circula pe întreţinere sau de modernizaare drumul analizat pentru fiecare sector în parte




128

Figura 10: Setările înaintea rulării Figura 11: Rapoartele generate după rulare Atunci cand s-au introdus în program datele iniţiale, pentru construirea reţelei suport s-a ţinut cont de următoarele: Caracteristici utilizate în evaluarea stării tehnice:

– Planeitatea suprafeţei de rulare, exprimată prin valoarea indicelui de planeitate, IRI (unitate de măsură pentru planeitatea drumului, propusă ca standard de Banca Mondială);

– Rugozitatea suprafeţei îmbrăcăminţii rutiere, exprimată prin valorile IRI;

– Capacitatea portantă a complexului rutier exprimată prin valoarea deformaţiei elastice caracteristice, dc20 ;

– Starea de degradare a stratului de pietriş; Politica de întreţinere: O politică de întreţinere completă este compusă din întreţinere CURENTĂ şi întreţinere PERIODICĂ, lucrările fiind menite să aducă starea tehnică a drumului la nivelul cerut de evoluţia traficului. Lucrările pot fi programate în timp sau pot fi condiţionate de starea drumului. O politică de întreţinere este compusă din întreţinere CURENTĂ şi întreţinere PERIODICĂ. Lucrările pot fi programate în timp, sau pot fi condiţionate de starea drumului (ex. valori mari ale IRI). ÎNTRETINEREA CURENTĂ constă din:

• Colmatări, fisuri şi crăpături; • Înlăturări, denivelări locale şi făgaşe;




129

ÎNTRETINEREA PERIODICĂ constă din:

• refacerea stratului de pietriş degradat prin colmatarea cu pămant din patul căii;

În acest studiu de caz, efectele lucrărilor de modernizare asupra geometriei drumului nu sunt impactante, deoarece nu au loc sunt schimbări asupra lungimii sau lăţimii iar limita de viteză după modernizare este de 25km/h, faţă de 10km/h cât era înainte de modernizare. În cazul prezentului studiu, această primă etapă se va face prin comparaţia indicatorilor, respectiv a valorilor implicite incluse în modelul HDM-4 cu normativele româneşti în vigoare. Unde se va considera necesar, se vor calibra prevederile româneşti. De asemenea, dacă se va considera că anumiţi indicatori impliciţi sunt mai reprezentativi şi mai sugestivi pentru proiectul de faţă, se vor păstra valorile acestora.

4. REZULTATE OBŢINUTE După ce s-au declarat datele in program şi după ce s-a apăsat butonul de rulare a analizei (Start), au fost generate o serie de rapoarte, în ceea ce priveşte: compararea costului soluţiei de întreţinere a drumului pietruit cu costul soluţiei modernizării drumului pietruit, compararea costului soluţiei întreţinerii periodice cu cazul de bază (întreţinere curentă). Rezultatele pot fi studiate mai atent cu ajutorul figurilor – fig.12, 13, 14, 15 – de mai jos:

Figura 12: Rezultatul analizei Figura 13: Rezultatul analizei economice: Întreţinere vs. Cazul economice: Modernizare vs. Cazul de bază de bază




130

Figura 14: Evoluţia traficului după Figura 15:Indicele de rugozitate mediu modernizarea drumului (IRI) pentru fiecare lucrare în parte (IRIav) În figura 12 avem raportul cu rezultatele analizei economice prin comparaţia soluţiei de întreţinere periodică cu cazul de bază (întreţinere curentă), observăm cu uşurinţă cum pentru aceasta soluţie, valorile nete ale beneficiilor economice sunt negative, comparând cu valorile nete ale beneficiilor economice prezentate în figura 13 „ Rezultatul analizei economice: Modernizare vs. Cazul de bază”, în care aceste valori nete ale beneficiilor economice sunt pozitive, putem concluziona prin faptul că, modernizarea este mai fiabilă din punct de vedere economic, pentru drumul pietruit, decat întreţinerea cu pietruire prin cilindrare sau întreţinerea curentă (cazul de bază). În figura 14, distingem traficul vehiculelor motorizate după modernizarea drumului pietruit pe fiecare sector de drum în parte. Observăm că primul an după modernizare este 2012. Traficul are o creştere după modernizare până, inclusiv, în ultimul an al analizei (2026). În figura 15, distingem graficul legat de indicele mediu de rugozitate (IRIav ) şi de asemenea putem observa cum acest indice este foarte mic, pentru lucrarea de modernizare, în comparaţie cu indicii pentru lucrările de Întreţinere periodică şi Cazul de bază (întreţinere curentă) a drumului existent.




131

5. CONCLUZII

Principiul de bază al analizei economice este comparaţia costurilor generate în cele doua cazuri:

- FĂRĂ PROIECT; - CU PROIECT;

Diferenţa valorilor de cost pentru cele două cazuri oferă valoarea beneficiilor proiectului, care induc rentabilitatea economică a sa. Etapele analizei economice sunt: - Stabilirea perioadei de analiză a proiectului (împărţită pe perioada de

construcţie şi de exploatare a infrastructurii noi sau modernizate); - Determinarea costului de construcţie şi a eşalonării temporale a acestuia; - Stabilirea costurilor auxiliare generate de proiect (costuri de exploatare, de

întreţinere, sociale etc.), pentru situaţiile FĂRĂ şi CU Proiect; - estimarea costurilor de exploatare, cu timpul, exogene etc. ale proiectului,

pentru ambele situaţii analizate; În continuare sunt enumerate succint beneficiile socio-economice directe şi indirecte identificate pentru acest tip de proiect, încât sa se definească cât mai complet impactul socio-economic al proiectului: Ameliorarea infrastructurii de acces:

1. Reducerea costurilor de întreţinere a infrastructurii – direct; 2. Reducerea uzurii autovehiculelor şi reducerea timpilor de parcurs pentru

persoane – direct; 3. Reducerea costurilor determinate de accidente rutiere – indirect; 4. Reducerea costurilor legate de mediul înconjurător – direct; 5. Reducerea timpilor de parcurs a autovehiculelor – direct; 6. Creşterea nivelului de trai al populatiei rezidente în localităţile învecinate

locaţiei de proiect: 7. Asigurarea accesului la serviciile publice - salvare, pompieri, poliţie, etc

în perioada anotimpului rece – indirect 8. Crearea locurilor de muncă temporare pe perioada de implementare a

proiectului – direct;




132

9. Crearea de locuri de muncă permanente în pensiunile agro-turistice şi în obiectivele de atracţie turistică din zonă – direct;

10. Creşterea numărului de pensiuni agro-turistice capabile să ofere servicii de calitate şi referinţă şi creşterea veniturilor – indirect;

11. Creşterea veniturilor bugetului local din impozitul pe venit - indirect o 12. Creşterea volumului investiţiilor atrase – indirect.

Alte beneficii socio-economice non-monetare: Proiectul prin dezvoltarea turismului, va contribui la reducerea şomajului local şi la îmbunătăţirea calificării personalului angajat în sistem Creşterea valorii terenului şi a imobilelor prin creşterea atractivităţii localităţilor învecinate locaţiei proiectului.

1. Atragerea altor investiţii în proiecte de prezervare a obiectivelor turistice ale zonei;

2. Economii din reducerea uzurii autovehiculelor şi economii din reducerea timpilor de parcurs pentru persoane;

3. Beneficii exogene, din intensificarea activităţilor de turism Costurile economice: Costurile considerate sunt cele de Investiţie, precum şi cele incrementale de Întreţinere, Reparaţii şi Modernizare, pe durata de analiză a proiectului. Au fost considerate pentru analiza economico-socială doar o parte din componentele monetare care au influenţa directă. Pentru determinarea acestor beneficii s-a aplicat acelaşi concept de analiză incrementală, respectiv se estimează beneficiile în cazul diferenţei între cazul “cu proiect” şi “fară proiect”. Modelul de analiză financiară a proiectului va analiza cash-flow-ul financiar generat de proiect, pe baza estimărilor costurilor investiţionale, a costurilor cu întreţinerea, generate de implementarea proiectului, evaluate pe intreaga perioadă de analiză, precum şi a beneficiilor (veniturilor) financiare generate (dacă este cazul).




133

BIBLIOGRAFIE

[1]. HDM-4 Documentation –Appendix A1 “Upgrading a gravel road to a bituminous pavement”

[2]. Programul HDM - pentru analiza completa a proiectului + Google transalte

[3]. O r d . M T n r . 3 4 6 / 2 0 0 0 - N o m e n c l a t o r u l l u c r ă r i l o r ş i s e r v i c i i l o r d e î n t r e ţ i n e r e ş i r e p a r a ţ i i a f e r e n t e

d r u m u r i l o r p u b l i c e

[4]. Normativ privind administrarea, exploatarea, întreţinerea şirepararea drumurilor publice-indic. AND 554-94

[5]. STAS 12253-84 Lucrari de drumuri, Straturi de forma, Conditii tehnice generale de calitate




134

ESTIMAREA DEFORMAŢIILOR PERMANENTE LA MIXTURILE ASFALTICE STABILIZATE CU FIBRE

Neacşu Adriana, Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, Ingineria Infrastructurii Transporturilor, Master an II , e-mail: [email protected] Îndrumător: Răcănel Carmen, conf. dr. ing., Universitatea de Construcţii Bucureşti , Catedra de Drumuri şi Căi Ferate, e-mail: [email protected] Rezumat

După cum bine se ştie, adăugarea fibrelor de celuloză în mixtura bituminoasă în procesul de preparare are ca obiectiv principal armarea şi rigidizarea stratului bituminos, conferindu-i acesteia următoarele proprietaţi: creşterea rezistenţelor la deformaţii permanente la temperaturi ridicate în timpul verii , al sporirii rezistenţei la fisurare şi oboseală termică la temperaturi scăzute în timpul iernii şi pentru asigurarea siguranţei circulaţiei rutiere prin sporirea semnificativă a rugozităţii suprafeţei de rulare. De asemenea fibrele acţionează şi ca un stabilizator pentru bitum.

Scopul principal al studiului este estimarea deformaţiilor permanente la mixturile asfaltice stabilizate cu fibre, tip MASF 16, prin determinări de laborator a caracteristicilor fizico-mecanice a mixturilor şi anume modulul de rigiditate, rezistenţa la fluaj dinamic şi rezistenţa la ornieraj.

Astfel, concluziile obţinute în urma comportamentului mixturii asfaltice la fluaj dinamic şi făgăşuire (ornieraj) în conformitate cu normele europene sunt prezentate sub forma unor grafice de influenţă. Cuvinte cheie: mixtură asfaltică cu fibră, deformaţii permanente, fluaj dinamic, ornieraj, tensiuni de forfecare octaedrică 1.INTRODUCERE Una din principalele degradări ce apar pe drumurile cu sisteme rutiere flexibile o reprezintă deformaţiile permanente (figura 1), care se manifestă sub forma unor neregularităţi în profil longitudinal şi în special în profil transversal, prin deformaţii sub urmele roţilor. Deformaţiile permanente sau ornierajul în structurile rutiere asfaltice sunt rezultatul însumării stării de deformaţie a straturilor componente:

deformaţia în interiorul stratului asfaltic; deformaţia în straturile inferioare, de fundaţie;




135

uzura suprafeţei datorată în primul rând pneurilor cu nituri şi/sau cauciucurilor cu lanţuri.

Deformaţiile permanente în materialul rutier se dezvoltă treptat, cu creşterea aplicărilor încărcării şi apar de obicei sub forma unei depresiuni longitudinale în calea roţii cu o mică rotunjire pe părţi.

Figura 1. Deformatii permanente

Încă din anii ´80 ai secolului trecut a crescut interesul pentru reducerea

deformaţiilor permanente, fiind determinat de urmatoarele cauze: creşterea numărului de vehicule care conduce la accelerarea producerii

deformaţiilor permanente; creşterea treptată a încărcării permise pe osie şi a presiunii de contact,

toate acestea conducând la o compactare excesivă şi la o deformaţie rezultată din forfecarea stratului de uzură sau chiar şi a stratului suport;

utilizarea mai frecventă a aditivilor, care conduce la modificarea penetraţiei bitumului către valori ridicate;

procedeul de compactare pe teren. Primele metode de proiectare a unor mixturi asfaltice utilizate au fost MARSHALL, HVEEM, CBR, TRIAXIAL. Apoi a apărut prima metoda de proiectare SHELL, care ţine seama atăt de deformaţiile permanente cât şi de oboseală, considerându-le doua mecanisme importante de degradare.Timp de 10 ani, cercetatorii au considerat că cea mai bună metodă pentru limitarea acestor degradări o reprezintă metoda de proiectare convenţionala a amestecului SHELL, apoi s-au dezvoltat diverse metode de estimare a deformaţiilor permanente, folosind încercări de laborator. Acestea folosesc proprietaţile fundamentale ale materialului şi consideră în mod diferit efectele variaţiei încărcării şi a condiţiilor mediului (umiditate, temperatură), atunci când se determină deformaţiile permanente.




136

În producerea deformaţiilor permanente intervin trei mecanisme, care conduc la neregularităţi ale suprafeţei căii de rulare şi în special la producerea făgaşelor. Primul mecanism este rezultatul deformaţiilor individuale ale unuia sau mai multor straturi (inclusiv stratul suport) ce susţin straturile asfaltice, datorită tensiunilor rezultate din încărcarea dată de autovehicule, tensiuni ce depăşesc rezistenţa materialului. Acesta este ornierajul de structura-figura 2. Figura 2. Ornierajul de structură Figura 3. Ornierajul de fluaj Al doilea mecanism este rezultatul deformaţiilor individuale ale straturilor asfaltice datorate tensiunilor produse de încărcările date de trafic, tensiuni ce depăşesc rezistenţa materialului - ornierajul de fluaj (curgere), figura 3. Al treilea mecanism este rezultatul uzurii îmbrăcăminţii datorată pneurilor cu crampoane sau cu lanţuri, pe perioada de iarnă - ornierajul de uzură. FREEMAN şi CARPENTER (1986), pentru a analiza deformaţiile premature din straturile asfaltice dintr-o structură rutieră mixtă, au folosit teoria tensiunii de forfecare octaedrică. Ei au stabilit că tensiunea de forfecare octaedrică din structura rutieră poate indica cât de aproape de rupere se găseşte mixtura asfaltică, atunci când este supusă încărcării, rupere incipientă care este dată de raportul dintre tensiunea de forfecare octaedrică din structura rutiera şi tensiunea de forfecare octaedrică de rupere din teorie, raport denumit şi potenţialul de ornieraj. Figura 6, ilustrează deformaţia la fluaj a mixturii asfaltice. Când încărcarea este aplicată , la t=t0 , apare o deformaţie instantanee continând o componentã elastică şi o componentă plastică. În timpul perioadei de încărcare apar deformaţii vâscoelastice şi văscoplastice. Când încărcarea este îndepărtată , la t1, deformaţia elastică este complet recuperată. Pe perioada de revenire, este recuperată deformaţia vâscoelastică. La sfarşitul acestei perioade, deformaţia permanentă constă din deformaţia plastică ireversibilă şi deformaţia vâscoplastică.




137

Figura 4. Comportarea la fluaj a mixturilor asfaltice (Perl et.al.1983) O altă formă generalizată folosită pentru a ilustra stadiile fluajului este reprezentată în figura 7. Deformaţia la fluaj, pentru un nivel dat de tensiune(considerat constant în timpul încercării), este reprezentată în funcţie de timp şi este împărţită în trei stadii: deformaţia specifică timpul

Figura 5. Stadiile fluajului (MITCHELL-1976) Cele trei stadii ale fluajului sunt: I- fluajul nestabilizat; II- fluajul stabilizat; III- cedarea. În primul stadiu ,viteza de deformaţie creşte rapid cu creşterea numărului de cicluri de încărcare, în al doilea stadiu, viteza de deformaţie este constantă, iar a treia regiune reprezintă stadiul de rupere, în care deformaţia creşte din nou rapid cu creşterea numărului de aplicări ale încărcării. 2. SCOPUL LUCRARII; MATERIALE FOLOSITE Articolul de faţă prezintă un studiu de laborator, efectuat pe o mixtură asfaltică de tip MASF 16 stabilizată cu fibre de celuloză TOPCEL şi constă în determinarea a trei caracteristici fundamentale ale mixturilor şi anume : modulul de rigiditate, fluajul dinamic şi ornierajul, precum şi raportul tensiunilor de




138

forfecare octaedrică, un alt fenomen important la care sunt supuse structurile rutiere ranforsate în exploatare , în scopul estimării deformaţiilor permanente.

Studiul a fost efectuat în cadrul Laboratorului de Drumuri al Facultaţii de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri . Materialele (agregate, filer, fibră şi bitum) folosite la prepararea mixturii asfaltice precum şi proporţia lor se regăsesc în reţeta expusă în tabelul 1.

Tabelul 1- Reteţă mixtură asfaltică tip MASF 16 Cribluri Tip

mixtura asfaltică

Sursa tip %

0-4 4-8 8-16

Filer

%

Tip bitum

%

Fibră din mixtura asfaltică

% Sursa/tip Revărsarea Holcim OMV

25/55 PMB

TOPCEL

MASF 16 % 45 25 13 11 5.7 0.3

3. CONDIŢII IMPUSE PENTRU ÎNCERCARE Pentru a estima deformaţiile permanente a mixturilor stabilizate cu fibră s-au efectuat următoarele încercări de laborator în condiţii diferite de încercare :

Încercarea Marshall –cu ajutorul ciocanul Marshall au fost confecţionate probe cilindrice cu diametrul de 100 mm şi înălţimea de aproximativ 63.5 mm , la 75 de lovituri pe fiecare parte şi încercate la presa Marshall, în conformitate cu SR EN 12697-34, la temperatura de 60°;

Încercarea de Compresiune Ciclică Triaxială efectuată pe probe cilindrice Marshall, cu echipamentul NU 14, în conformitate cu SR EN 12697-25 metoda B: temperatura de încercare 50°, încărcare axială 300 kPa, presiune de fretare 1 bar, frecvenţa 1s/1s (tip bloc );

Încercarea la ornieraj ,,model dispozitive mici – procedeul B în aer” -cu ajutorul compactorului cu rulou , s-au confecţionat plăci cu dimensiunile de 30.5 x 30.5 x 5 cm, fiind încercate cu aparatul de realizare a ornierajului din laborator, conform SR EN 12697-22,la temperatura de 60°C;

Încercarea Triaxială statică - cu ajutorul presei de 240 daN/cm2, s-au confecţionat epruvete cilindrice cu diametrul de Φ=7cm şi înălţimea de h=14 cm care au fost încercate conform STAS 338/2-87, la temperatura de 20°C, prin realizarea unei presiuni laterale variabile σ3 (2 daN/cm2 respectiv 4daN/cm2), a




139

unei încărcari verticale (σ1) care creşte continuu, cu viteză constantă, până la ruperea probei . Pentru toate epruvetele confecţionate s-a folosit densitatea Marshall ca fiind egală cu 2245 kg/m3 .

4. REZULTATE OBŢINUTE

A. In urma Încercării Marshall la temperatura de 60°C, s-au obţinut rezultatele din tabelul 2.

Tabelul 2. Rezultatele testului Marshall Valori conform SR EN 13108-1:2006

pentru MASF 16

Caracteristica

Valori obţinute

in laborator

Smin

Smax

Fluaj

Raport Marshall

Qmin Stabilitatea Marshall,kN

13.76 Smin12,5 Smax15,0 - -

Fluajul Marshall,mm 3.2 - - F4 - Coeficientul Marshall, kN/mm

4.3 - - - Qmin4

B. Testul Schellenberg pune în evidenţă coeziunea mixturii, posibilitatea ca bitumul să nu curgă dintre agregate. Valoarea obţinută în urma încercării de laborator corespunde valorii de referinţă : p < 0,2% Bună, în acest caz mixtura poate fi considerată în continuare ca subiect de studiu pentru alte determinări. C. În figura 6 sunt prezentate rezultatele obţinute la fluaj dinamic în funcţie de nivelul de încărcare. În figura 7 se poate observa variaţia modulului de fluaj (raportul dintre încărcarea aplicată – efort vertical de compresiune şi deformaţia rezultată) în timpul încercării. În urma analizării curbelor de fluaj în funcţie de nivelul de încărcare se pot determina diverşi parametrii: viteza de fluaj, deformaţiile permanente şi modulul de fluaj calculate la 1000 şi 10000 de cicluri, centralizate în tabelele 3 ,4 şi 5.




140

Figura 6. Curba de fluaj funcţie de nivelul de încărcare . Figura 7.Curba modulului de fluaj funcţie de nivelul de încărcare Tabelul 3. Valorile vitezei de fluaj funcţie de intervalul de calcul

Tip

mixtură

Viteza de fluaj (panta)

(εn1- εn2)/ (n1-n2)

Intervalul de calcul

al pantei (zona liniara a

curbei): n2-n1

Viteza de fluaj (panta)

(εn1- εn2)/ (n1-n2)

Intervalul de calcul al

pantei (zona

liniara a curbei):

n2-n1

MASF 16 0.051 5000….10000 cicluri

0.322 1000...1800 cicluri

MASF16-D

0

1000

2000

3000

4000

5000

6000

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000

Numar de pulsatii aplicate

Def

orm

atia

spe

cific

a ax

iala

(def

orm

atia

per

man

enta

),mic

ro

MASF16-D

MASF16-D

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000

Numar de pulsatii aplicate

Mod

ulul

de

fluaj

, kP

a

MASF16-D




141

Tabelul 4.Valorile deformaţiei permanante în funcţie de metoda de calcul

Parametrii

ecuatiei dreptei pe stadiul II

liniar metoda I (εn=A1+B1n)

Parametrii

ecuaţiei dreptei pe

stadiul II liniar metoda II

(logεn=logA+Blogn)


calculată ε10000:

ε10000=A10000B

A1 B1

Viteza de fluaj fc=B1

A B


calculată ε1000:

ε1000=A1000B

5129.1 0.0478 0.0478 3096.71 0.0643 4828 5599

Tabelul 5.Valorile modulului de fluaj

Caracteristica determinată

Modulul de fluaj, En=σ/εn, kPa

Număr de pulsuri 1000 1800 3600 5000 10000

Modul de fluaj, MPa

649 614 576 561 536

D. Rezultatele obţinute în laborator la Încercarea la făgăşuire sunt prezentate în tabelul 6, iar în figura 7 se poate observa adâncimea făgaşului în funcţie de numărul de treceri pentru cele două plăci confecţionate.

Tabelul 6. Rezultatele obţinute la făgăşuire Valori obtinute conform

SR EN 13108-1/2005 Condiţii tehnice SR 174-1:2009

Proba


[%] la 10000 cicluri pentru

grosimea de:50mm


cicluri]


[%] PRDAIR


cicluri] WTSAIR


%

Viteza de

deformaţie la ornieraj[m/10000 cicluri]

1 2.50 0.03 PRDAIR 3.0 WTSAIR 0.07 2 2.64 0.03 PRDAIR 3.0 WTSAIR 0.07

Media 2.57 0.03 PRDAIR 3.0 WTSAIR 0.07

Max.9

Max.1




142

Figura 7. Adâncimea făgaşului, în mm funcţie de numărul de treceri E. Rezultatele obţinute în urma Încercării triaxiale statice sunt coeziunea c=7.2298daN/cm2 şi unghiul de frecare internă φ=47,3919 º,care au fost determinate prin reprezentarea grafică (figura 8), a stării de eforturi din celula triaxial (σ3 impus şi σ1 rezultat). Figura 8. Reprezentarea cercurilor lui MOHR Figura 9.Diagrama Asphalt Institute




143

Cunoscând caracteristicile intrinseci ale mixturii (c şi φ), a fost determinată calitatea acestei mixturi, utilizând Diagrama Asphalt Institute [2] din figura 9, încadrându-se în zona D -,,mixturi corespunzatoare”. F. Valoarea Modulului de rigiditate al mixturii supuse studiului în laborator se regăseşte în tabelului 7. Tabelul 7. Valoarea modulului de rigiditate

Caracteristica determinată

Metoda de încercare

Valoare obţinută

în laborator

Condiţii tehnice SR 174-1:2009

Modul de rigiditate la 15ºC,

MPa, minim

SR EN 12697-26

5092

4500

G. Valorile obţinute pentru tensiunile de forfecare şi tensiunile de întindere manifestate în straturile asfaltice calculate cu programul de calcul ALIZÉ se regăsesc în tabelul 8. Tabelul 8. Valorile tensiunii de forfecare şi ale tensiunii de întindere

Pozitia(adancimea) de măsurare,m

Tensiunea de forfecare la baza

îmbrăcăminţii asfaltice,τoct, rezist, MPa

Tensiunea de întindere la baza

straturilor asfaltice, σr, MPa

Z=0 1.197 1,423 Z=0,04 0,1691 0,6692

H. Rezultatele Raportului Tensiunilor de Forfecare Octaedrică- RTFO este expus în tabelul 9, în funcţie de caracteristicile intrinseci stabilite în laborator. Tabelul 9. Calculul tensiunilor octaedrale şi a raportului RTFO Mixtura Z,

m σ1,

MPa σ3,

MPa σoct, MPa

τoct MPa

φ , º

c, MPa

τoct, rez, MPa

RTFO

0 1.423 1.197 1.2723 0.1065 1.78515 0.05968MASF16 0.04 0.6692 0.1691 0.3358 0.2357

47.3919º

0.72298 0.91979 0.25631




144

3. CONCLUZII Principalele concluzii care se desprind din studiile experimentale efectuate sunt:

din rezultatele obţinute la încercarea Marshall se constată că mixtura bituminoasă analizată se încadrează în condiţiile tehnice de calitate prevăzute de SR 174/1-2009 . Referitor la ,,Fluajul dinamic” se pot extrage urmatoarele concluzii:

la mixtura asfaltică studiată s-a constatat că, pentru cele 10000 de cicluri la care au fost supuse, apar doar prime două zone corespunzătoare stadiului de fluaj ceea ce constituie un indicator bun din punct de vedere al comportării la fluaj;

din punct de vedere al vitezei de fluaj , se poate observa că, pentru zona liniară a curbei (intervalul 5000 şi 10000 cicluri) viteza creşte mai puţin sensibil cu creşterea efortului vertical;

pe porţiunea dintre 1000 şi 1800 de cicluri se constată o influenţa puternică a efortului vertical care conduce la creşterea vitezei de fluaj;

valoarea modulului de fluaj scade cu numărul de pulsuri aplicate, cu aproximativ 8.2% la 10000 de pulsuri faţă de 1800 de pulsuri (prevazute de SR 174/2009);

funcţie de metoda de aproximare aleasă, se constată diferenţe între valorile vitezei de fluaj. Prima metodă este mai simplă, dar are dezavantajul unei slabe reprezentări ale curbei de fluaj, deoarece în realitate nu avem nicio porţiune a curbei cu pantă constantă. Cea de-a două metodă, deşi pare mai complexă, are avantajul că prin această reprezentare se poate observa mai uşor o porţiune liniară a curbe (valoarea vitezei de fluaj este mai mare în acest caz);

pentru mixtura stabilizată analizată se constată că deformaţia permanentă la1800 de pulsaţii este de aproximativ 9 ori mai mică (4883 microdef. faţă de 30000 microdef.) conform limitelor impuse de standardul românesc SR 174-1:2009. Referitor la ,,Făgăşuire” se pot extrage urmatoarele concluzii:

valoarea adâncimii făgaşului creşte cu numărul de pulsuri aplicate; în ceea ce priveşte testul de ornieraj, se poate spune că mixtura

bituminoasă are o comportare bună atât din punct de vedere al adâncimii făgaşului cât şi al vitezei de deformaţie, încadrându-se în limitele stabilite de SR 174:1-2009. Referitor la ,,Raportul tensiunilor de forfecare octaedrică” se pot extrage urmatoarele concluzii:




145

analizând raportul tensiunilor de forfecare octaedrică constatăm că nu este depaşită rezistenţa materialului, prin urmare stratul asfaltic stabilizat se comportă bine la forfecare (RTFO este subunitar);

tensiunile de forfecare octaedrică furnizează informaţii despre gradul de solicitare al îmbrăcăminţii asfaltice care în principal trebuie să preia solicitări tangenţiale din frânare şi accelerare a autovehiculelor. În concluzie, putem afirma că mixtura asfaltică stabilizată cu fibre tip MASF16 studiată, îndeplineşte cerinţele pentru o bună comportare la deformaţii permanente, fiind recomandată stratului de uzură a structurii rutiere, datorită performanţelor enumerate mai sus.

BIBLIOGRAFIE [1] E.DIACONU,C.RACANEL,:”Încercarea triaxială statică –o posibilitate de a studia

comportarea mixturilor asfaltice cu fibre de celuloză”,Simpozion cu participare internationala”Tehnologies for composite ”,UTCB,Bucureşti, 2000.

[2] Jercan,S., Romanescu,C.,şi Dicu,M.,:”Construcţia drumurilor. Încercări de laborator”,Institutul de Construcţii Bucureşti (ICB),1992

[3] Răcănel ,C.:“Proiectarea modernă a reţetei mixturii asfaltice”, MATRIX ROM , Bucureşti, 2004, ISBN: 973-685-817-0.

[4] Răcănel ,C.,:“Efectele din fluaj şi oboseală asupra comportării mixturilor asfaltice”,Teză de doctorat,UTCB,martie 2002

[5] STAS 1338/1,2-87:”Mixturi asfaltice şi îmbrăcăminţi bituminoase executate la cald.Metode de determinare şi încercare”.

[6] SR 174:1-2009:,, Îmbrăcăminţi bituminoase cilindrate executate la cald”.

[7] SR EN 12697-22:2008:”Mixturi asfaltice.Metode de încercarea pentru mixturi asfaltice preparate la cald.Partea 22:Încercarea la ornieraj”

[8] SR EN 12697-25:2006:”Mixturi asfaltice.Metode de încercarea pentru mixturi asfaltice preparate la cald.Partea 25:Încercarea la compresiune ciclică”.

[9] SR EN 12697-30:2008, :”Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald. Partea 30: Confecţionarea epruvetelor cu compactorul cu impact”

[10] SR EN 12697-34:2004, “Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la cald. Partea 34: Încercarea Marshall”.

[11] SR EN 13108-1:2006:,,Bituminous mixtures -Material specifications -Part1: Asphalt Concrete”




146


MIXTURILE ASFALTICE- STUDIUL COMPORTĂRII LA OBOSEALĂ

Raducanu Rodica Cristina, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, Master Ingineria Infrastructurii Transporturilor, anul II , e-mail: [email protected] Îndrumător: Conf.dr.ing.Carmen Răcănel, Conf. Dr. Ing. Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, e-mail: [email protected] Rezumat

Studiul comportării la oboseală a mixturilor asfaltice prezintă o importanţă deosebită atât pentru estimarea degradărilor ce pot apărea în timp în stratul asfaltic sub încărcările exterioare (trafic, climă) cât şi în considerarea legilor de oboseală în calculele de dimensionare a structurilor rutiere flexibile şi mixte.

Suprafaţa netedă care poate fi obţinută folosind MASF oferă un confort ridicat în timp, textura determină o rezistenţă sporită la derapaj cu un nivel relativ scăzut de zgomot. Structura scheletului puternică dată de particulele mari asigură o comportare bună în privinţa deformaţiei permanente.

În acest articol se studiază comportarea la oboseală a MASF16 cu fibre de polipropilenă şi MASF16 cu fibre de celuloză. Pe MASF16 se realizează încercarea la oboseală conform standardul naţional SR 174 pentru încercarea de întindere indirect, pe probe cilindrice, iar conform standardului european adoptat şi la noi în ţara SR EN 13108:20 pentru încercarea de încovoiere în patru puncte pe probe prismatice.

Rezultatele obţinute in laborator sunt prezentate sub formă de tabele şi grafice, pe mixtura asfaltică realizată cu bitum modificat cu polimeri, folosită in stratul de uzură al structurii rutiere.

Cuvinte cheie: mixtură asfaltică, fibre, polipropilenă, celuloză, oboseală, IT-CY, 4PB-PR 1. INTRODUCERE

Mixturile asfaltice sunt materiale de construcţii realizate din amestecuri obţinute pe baza unor dozaje judicios stabilite, din agregate naturale sau artificiale şi filer, aglomerate cu bitum printr-o tehnologie adecvată; mixturile asfaltice au diferite întrebuinţări, dar sunt folosite mai ales pentru realizarea îmbrăcăminţilor rutiere bituminoase şi a straturilor de bază.

Mixtura asfaltică este deci, un material compozit, caracteristicile fiecărui




147

component in parte influentând răspunsul final al amestecului. Componenta pentru stabilizare, fibra , poate fi fibră de celuloză, fibră de polipropilenă, fibră minerală. În acest studiu s-au folosit fibrele de polipropilenă si fibrele de celuloză conform fig.1 de mai jos.

Figura 1. Fibre de polipropilenă şi fibre de celuoză

Mixtura asfaltică stabilizată cu fibre este un amestec cu schelet pietros, bogat în granule mari, ale cărui goluri sunt umplute cu mortar (nisip, filer, bitum) bogat în liant. Concepţia sa se bazează pe obţinerea unei stabilităţi şi durabilităţi mari. S-a dovedit că datorită durabilităţii sale deosebite şi a costurilor reduse de întreţinere este cel mai economic tip de îmbrăcăminte asfaltică pe termen lung.

Acest nou material răspunde cel mai bine tendinţelor actuale ale structurilor rutiere, fiind mult mai potrivit decât mixturile bituminoase clasice.

Aceste tipuri de îmbrăcăminţi bituminoase cilindrate, executate la cald, realizate din mixturi asfaltice stabilizate cu fibre de celuloză, folosindu-se ca strat de uzură la drumuri, aduc următoarele avantaje:

- Îmbunătăţirea caracteristicilor de suprafaţare prin sporirea rezistenţei la alunecare si reducerea zgomotului în timpul rulării;

- Imbunătăţirea vizibilităţii pe timp de ploaie datorită reducerii efectului de orbire prin reflexie prin dispersia mai bună a luminii primite;

- Evacuarea mai rapidă a apelor prin drenarea acestora în părţile laterale ale drumului şi diminuarea fenomenului de acvaplanare;

- Sporirea durabilităţii îmbrăcăminţilor bituminoase prin creşterea rezistenţei la oboseală şi la îmbătrânire si prin îmbunătăţirea caracteristicilor de stabilitate;

- Sporirea stabilităţii la deformaţii permanente prin asigurarea unei rezistenţe sporite la producerea făgaşelor;

- Reducerea costurilor de întreţinere datorită reducerii duratei de




148

întrerupere temporară a circulaţiei rutiere pentru efectuarea reparaţiilor; - Reducerea costurilor de întreţinere datorită executării unor straturi de

grosimi mai reduse care implică operativitate şi eficienţă; - Reducerea costurilor de întreţinere datoritc posibilitatea de reciclare a

materialelor pentru a fi utilizate în alte reţete de mixturi (beton asfaltic). Mixtura asfaltică stabilizată cu fibre este folosită pe toate tipurile de

şosele, dar este foarte potrivit în special pentru trafic greu şi pentru zone cu condiţii climatice severe. În acest tip de amestec trebuie să se evite ca mortarul să supraumple golurile scheletului pietros. Filmul gros de bitum limitează îmbătrânirea, influenţează favorabil legătura dintre granule, rezistenţa la fisurare prin oboseală şi rezistenţa la efecte climatice.

Oboseala Este fenomen de rupere sub efort repetat sau fluctuant, având o valoare

maxima, în general mai mica decât rezistenţa la întindere a materialului, este interpretată ca un proces de cumulare treptată, urmat de propagarea fisurilor, sub efectul încarcarilor repetate. Fisurarea din oboseală apare din cauza concentratorilor de efort dat de defectele pre-existente în mixtura (procent de goluri, calitatea liantului bituminos).

Rezistenţa la oboseală este o caracteristică de rezistenţa a materialelor, reflectând comportarea lor la solicitari ciclice.

Sub acţiunea solicitarilor ciclice, materialele se rup la valori mult inferioare limitei de rupere la solicitări statice (constante în timp). Această constatare este valabilă pentru toată gama de solicitări ciclice, indiferent de gradul de asimetrie al ciclului.

Rezistenţa la oboseală este diferită in funcţie de tipul ciclului de solicitare, se studiază cu precădere comportarea sub ciclul alternant simetric la încovoiere deoarece se obţin valorile minime ale rezistenţei la oboseală.

Rezistenţa la oboseală se determină experimental, prin construirea curbelor de oboseală.

Fenomenul de oboseală, în cazul mixturilor asfaltice, se pune în evidenţă în urma unui număr de cicluri aplicate de un milion, în conformitate cu literatura de specialitate.

Durata de viaţă la oboseală la testul sub deformaţie controlată este de 10 ori mai mare decât durata de viaţa la oboseală la testul sub efort controlat, la acelaşi nivel de deformaţie.

În general, criteriul de oboseală pentru straturile asfaltice este bazat pe deformaţia admisă, funcţie de numărul de repetări ale încărcării şi de modulul mixturii asfaltice.




149

2. ÎNCERCĂRI DE LABORATOR FOLOSITE

Încercările disponibile în laborator se referă fie la aplicarea unei defomaţii constante în timp şi determinarea răspunsului în tensiuni, tensiunea descrescând cu numărul de aplicări ale încărcării, fie la aplicarea unei tensiuni constante în timp şi înregistrarea răspunsului în deformaţii, deformaţia crescând cu numărul de aplicări ale încărcării.

În conformitate cu standardul european SR EN 12697-24, se realizează încercări pe mixturi asfaltice din îmbrăcămintea rutieră, folosind încercarea de întindere indirectă IT-CY (anexa E), pe probe cilindrice, pentru care se aplică o valoare constantă a tensiunii în timpul încercării (figura 1).

O probă de încercat sub formă cilindrică trebuie expusă la încărcări repetate de compresiune cu un semnal de încărcare al funcţiei haversine printr-un plan vertical diametral. Această încărcare dezvoltă o tensiune la încovoiere relativ uniformă, perpendiculară pe direcţia încărcării aplicate şi în lungul planului vertical diametral, care provoacă ruperea probei prin despicarea în lungul părţii centrale a diametrului vertical.

Trebuie măsurată deformaţia orizontală rezultată a probei şi pentru a calcula deformaţia la întindere în centrul probei se foloseşte un coeficient al lui Poisson asumat. Timpul până la rupere trebuie determinat ca numărul total al aplicaţiilor încărcării înainte de a interveni ruperea probei.

Figura 2. Încercarea de întindere indirectă pe probe cilindrice

Tot în acelaşi standard european SR EN 12697-24 se realizează încercări pe mixturi asfaltice folosind încercarea de încovoiere în patru puncte 4PB-PR (anexa D), pe probe prismatice cărora li se aplică o tensiune σ şi rezultă o deformaţie ε (figura 3).




150

fo rta

tim p

tim p

dep lasa re

de faza j

Figura 3. Încercarea de încovoiere în patru puncte pe probe prismatice

În cazul încercării la încovoiere în patru puncte, pe probe zvelte sub formă

dreptunghiulară (grinzi prismatice), fixate cu bridele interioare şi exterioare amplasate simetric, grinda prismatică trebuie supusă unei încovoieri periodice în patru puncte, cu rotaţie şi translaţie liberă la toate punctele de reacţie şi încărcare. Încovoierea trebuie realizată prin încărcarea celor două puncte interioare de încărcare (bride interioare), în direcţie verticală perpendicular pe axa longitudinală a grinzii. Această configuraţie de încărcare trebuie să creeze un moment constant şi de aici, o deformaţie constantă, între două bride interioare. Încărcarea aplicată trebuie să fie sinusoidală. În timpul încercării, încărcarea necesară pentru încovoierea probei, deflexiunea şi defazajul între aceste două semnale, trebuie măsurată funcţie de timp. Caracteristicile la oboseală ale materialului încercat trebuie să se determine prin aceste măsurări.

Diferitele încercări ale elementelor se efectuează într-o atmosferă ventilată, cu temperatură controlată, pentru o frecvenţă dată fo a aplicaţiilor încărcării sinusoidale. Condiţiile în care s-au încercat probele sunt detaliate în tabelul 1.




151

Tabelul 1. Condiţii de încercare ale probelor CONDIŢII

TIP MASF INCERCĂRI TEMPERA-TURA [oC]

σ/ε (MPa)

TIP PROBE

FRCVENŢA SAU TIMPUL

DE INCĂRCARE

Încercarea la întindere

indirectă IT-CY

15 σ1 =200

σ2 =250 σ3 =300

cilindrice 30 Hz MASF 16 cu

fibre de polipropilenă Încercarea la

încovoiere în patru puncte

4PB-PR

30 ε1 =200

ε2 =250 ε3 =300

prismatice 124 ms

MASF 16 cu fibre de celuloză

Încercarea la încovoiere în patru puncte

4PB-PR

30 ε1 =200

ε2 =250 ε3 =300

prismatice 124 ms


În cadrul Laboratorului de Drumuri din cadrul U.T.C.B. s-au încercat o serie de probe cilindrice şi prismatice realizate din mixtură asfaltică stabilizată cu fibre MASF16 (fibre de celuloză şi polipropilenă), a cărei reţetă s-a proiectat în acelaşi laborator.

Materialele utilizate au fost cribluri şi nisip de concasaj de Turcoaia, filer de Holcim şi bitum modificat OMV 25/55-65 PMB STAR FALT. Reţeta este prezentată în tabelul 2.

Tabelul 2. Reţeta mixturii asfaltice MASF16

Criblură 8/16 (%)

Criblură 4/8 (%)

Nisip de concasaj 0/4 (%)

Filer (%)

Fibră (%)

Bitum (%)

45 25 13 11 0,3 5,7




152

Curba granulometrica pentru MASF 16

0,00

10,00

20,00

30,00

40,00

50,00

60,00

70,00

80,00

90,00

100,00

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10

Dimensiunea ochiurilor sitei [mm]

Treceri [%

]

min MASF 16 max

Figura 4. Curba granulometrică a MASF-ului Probele supuse încercărilor conform punctului 2 de mai sus, au fost

compactate în laborator în funcţie de tipul testului (figura 5). Astfel, pentru încercarea de întindere indirectă, IT-CY probele cilindrice cu φ=100 mm au fost compactate cu ajutorul ciocanului Marshall. Probele utilizate pentru încercarea de încovoiere în patru puncte, 4PB-PR au fost tăiate la dimensiuni L=405 mm, l=50 mm, h=50 mm din plăci compactate în laborator cu compactorul cu rulou.

Figura 5. Probe cilindrice şi prismatice utilizate la determinarea încecării

la oboseală




153

4. REZULTATE OBŢINUTE

Pentru a obţine drepte de oboseală pe mixtura asfaltică stabilizata cu fibre de polipropilenă si fibre de celuloză s-au considerat următoarele condiţii de încercare:

pentru încercarea de întindere indirectă IT-CY: - nivelul tensiunii aplicate: între 200 şi 300 MPa; - temperatura de încercare: 15oC,

pentru încercarea de încovoiere în patru puncte 4PB-PR: - nivelul deformaţiei aplicate: între 200 şi 300 με; - temperatura de încercare: 30oC.

În figura 6 este prezentată curba de oboseală obţinută la IT-CY pentru mixtura asfaltică studiată iar în figura 7 este prezentată drepta de oboseală obţinută la 4PB-PR pentru aceeaşi mixtură asfaltică.

Figura 6. Curba de oboseală pentru mixtura asfaltică MASF16 cu fibre de

polipropilenă obţinute din încercarea de întindere indirectă, IT-CY




154

Figura 7. Curba de oboseală pentru mixtura asfaltică MASF16 cu fibre de

celuloză si fibre de polipropilenă obţinute din încercarea la încovoiere în patru puncte, 4 PB-PR

Curba de oboseală pentru încercarea de întindere indirectă, IT-CY are următoarea ecuaţie:

lg(Nf) = k + n x lg(εo) unde:

Nf este numărul de aplicaţii ale încărcării; k, n sunt constante de material;

εo este deformaţia la încovoiere în με la centrul probei. În tabelul 3 sunt prezentate constantele de material, precum şi estimarea

deformaţiei iniţiale pentru criteriul ruperii ales la care se aşteaptă o durată de viaţă la oboseală de 106 cicluri pentru setul dat de condiţii de încercare (ε6).




155

Tabelul 3. Caracteristicile curbei de oboseală si estimarea ε6 pentru încercarea IT-CY

Tipul mixturii si Temeratura k

n sau panta p a curbei de

oboseală

Coeficientul de corelare al regresiei R2

ε6, με

MASF 16 cu fibre de

polipropilenă, 15oC

21.05 -8.019 0.954 75.30

Tabelul 4. Rezultate pentru încercarea IT-CY, pentru σ = 250MPa,

conform stadardului românesc SR 174

Tipul de mixtura

Deformatia verticala la

oboseală (mm) la 15oC si 3600

impulsuri

Rezistenta la oboseală

la 15oC

Deformatia initiala la incovoiere in centrul

probei εo, με

MASF16 cu fibre din

polipropilenă 1.0 245000 95

Curba de obosealǎ pentru încercarea de încovoiere în patru puncte, 4PB-

PR are urmǎtoarea ecuaţie: εlnln 10 AAN +=

unde N este durata de viaţǎ pentru criteriul de rupere ales (numǎrul de cicluri); ε – amplitudinea deformaţiei iniţiale măsurată la cel de-al 100-lea ciclu al încărcării, με; A0 si A1 – constante de material.

În tabelul 5 sunt prezentate constantele de material, precum şi estimarea deformaţiei iniţiale pentru criteriul ruperii ales la care se aşteaptă o durată de viaţă la oboseală de 106 cicluri pentru setul dat de condiţii de încercare (ε6). In figura 8 este prezentata rezistenta la oboseală in cazul MASF16 cu polipropilenă şi MASF 16 cu celuloză pentru încercarea la încovoiere în patru puncte pe probe prismatice (4PB-PR) la temperature de 30oC.




156

Tabelul 5. Caracteristicile curbei de oboseală si estimarea ε6 pentru încercarea 4PB-PR, 30oC

Tipul de mixtura A0 A1 sau panta p a curbei de

obosealǎ

Coeficientul de corelare al regresiei R2

ε6, με

MASF 16 cu fibre de polipropilenă 83.22 -12.76 0.966 230.26

MASF 16 cu fibre de celuloză 75.11 -11.29 0.993 227.75

Figura 8. Rezistenta la oboseală pentru MASF16 cu polipropilenă şi MASF 16

cu celuloză pentru încercarea 4PB-PR, 30oC

MASF16 cu fibre de polipropilenă cu o durată de viata la oboseală de 106 cicluri au rezultat urmatoarele deformatii (figura 9):

- pentru încercarea de întindere indirecta IT-CY, deformatia estimată este ε6 = 75.26 - pentru încercarea de încovoiere in patru puncte 4 PB-PR, deformatia estimată este de ε6 = 230.26




157

75.3

230.26

0

50

100

150

200

250

♦6

IT‐CY 4 PB‐PR

Figura 9. Rezistenţa la oboseală pentru încercarea IT-CY, 15oC şi încercarea 4 PB-PR, 30oC

5. CONCLUZII

Comportarea la obosealǎ a mixturilor asfaltice se poate obţine din mai multe tipuri de încercări (IT-CY, 4PB-PR), pe probe cilindrice sau prismatice, din încărcări cu efort constant sau deformaţie constantă.

Aceasta se studiazǎ în mod diferit dupǎ standardul românesc SR 174 şi dupǎ standardul european SR EN 13108-20. În timp ce standarul românesc SR 174 prevede îndeplinirea condiţiei de valoare a deformaţiei verticale maxime la 15oC şi 3600 impulsuri obţinutǎ prin încercarea de întindere indirectǎ IT-CY, standardul european de caracterizare a mixturii asfaltice SR EN 13108-1 prevede stabilirea rezistenţei la obosealǎ prin categoria ε6 obţinutǎ prin încercarea de încovoiere în două puncte pe probe trapezoidale sau prismatice 2PB – TZ, 2PB – PR sau prin încercarea de încovoiere în patru puncte pe probe prismatice 4PB-PR.

Din studiile efectuate în laborator pentru rezistenţa la oboseală a mixturii asfaltice stabilizate cu fibre de polipropilenă, la încercarea de întindere indirectă pe probe cilindrice (IT-CY), conform standardul românesc SR 174 pentru σ = 250MPa, deformatia verticala la oboseala la 15oC si 3600 impulsuri este de




158

1.0mm. În consecinţă rezultă că valoarea deformaţiei vericale se încadrează cerinţelor SR 174.

Pentru rezistenţa la oboseală a mixturii asfaltice prin încercarea la încovoiere în patru puncte pe probe prismatice (4PB-PR) la temperature de 30oC au rezultat urmatoarele deformaţii specifice; 230.26με pentru MASF16 cu polipropilenă şi 227.75με pentru MASF 16 cu celuloză.

In cea ce priveste studiul comportării la oboseală dupa norma europeană se poate spune ca mixtura asfaltică MASF16 cu fibre de polipropilenă si cea cu fibre de celuloza prezinta o categorie a mixturii ε6-260. Această clasificare a mixturii asfaltice nu se poate realiza după standardul românesc.

Rezistenta la oboseala, definita prin ε6, rezultata pentru MASF16 cu fibre de polipropilena este de 3 ori mai mare pentru incercarea 4PB-PR fata de incercarea IT-CY.

Punctul de intersectie dintre dreapta de oboseală a MASF16 cu fibre din polipropilenă si dreapta de oboseală a MASF16 cu fibre din celuloză, pentru încercarea la încovoiere în patru puncte, 4PB-PR este la N = 380800 si ε = 248.

Înainte de a se realiza punctul de intersecţie a celor două drepte de oboseală, valoarea deformaţie la încovoiere pentru un numar mic de cicluri este mai mare pentru MASF16 cu fibre de polipropilenă, iar după punctul de intersecţie valoarea deformaţiei la încovoiere pentru un număr mare de cicluri este mai mare pentru MASF16 cu fibre de celuloză.

Se recomandǎ adoptarea şi în standarul naţional SR174 a încercǎrii de încovoiere în patru puncte 4PB-PR pentru caracterizarea comportǎrii la obosealǎ a mixturilor asfaltice având în vedere standardele europene şi necesitatea de a defini categoria mixturii asfaltice pentru rezistenţa la obosealǎ. BIBLIOGRAFIE

[1]. Construcţia drumurilor-Încercări de laborator-Stan Jercan, Constantin

Romanescu, Mihai Dicu [2]. Curs Anul II Master- Materiale compozite pentru straturi rutiere-Conf.dr.ing.

Carmen Răcănel [3]. Curs Drumuri III- Mixturi asfaltice-Prof.dr.ing. Elena Diaconu [4]. Reologia lianţilor bituminoşi şi a mixturilor asfaltice-Constantin Romanescu şi

Carmen Răcănel




159

[5]. Proiectarea modernă a reţetei mixturii asfaltice- Conf.dr.ing. Carmen Răcănel [6]. SR EN 12697-24-Metode de încercare pentru mixturi asfaltice preparate la

cald-Partea 24: Oboseala

[7]. SR 174-2002 - Îmbrăcăminţi bituminoase cilindrate executate la cald. Partea 1: Condiţii tehnice pentru mixturi asfaltice

[8]. SR EN 13108/1-2006 – Mixturi asfaltice . Specificatii pentru material. Partea1:

Betoane asfaltice

[9]. SR EN 13108/20-2006 – Mixturi asfaltice . Specificatii pentru material. Procedura pentru incercarea de tip.




160

GEOMETRIA CĂII LA VITEZE MARI

COMPARAŢIE ÎNTRE DIFERITELE MODELE DE CURBE PROGRESIVE

Sâia Valerian Lucian , facultatea de Căi Ferate Drumuri şi Poduri, secţia Ingineria Infrastructurii Transporturilor, anul II Master, e-mail: [email protected] Îndrumător: Postoacă Stelian, Conf. Univ. Dr. Ing. Facultatea de Căi Ferate Drumuri şi Poduri, U.T.C.B, e-mail: [email protected] Rezumat Ţinând seama de faptul că linia de cale ferată este aceea care asigură ghidarea materialului rulant, geometria acesteia este determinantă în asigurarea condiţiilor de siguranţă şi confort impuse. Vitezele sporite (120-200 Km/h) şi mari (peste 200 Km/h) impun studiul geometriei liniei de cale ferată ca fiind o linie în spaţiu. O atenţie sporită a fost acordată curbelor de racordare deoarece curbele circulare şi aliniamentele nu prezintă probleme deosebite din punct de vedere al priorităţii, construcţiei şi întreţinerii. Sunt prezentate câteva alternative pentru alegerea curbelor de racordare: parabola de gradul III, parabola de gradul IV, sinusoida şi cosinusoida. Ţinând seama de volumul mic al lucrării, în cele mai multe cazuri sunt prezentate doar soluţiile finale ale problemelor. Cuvinte cheie:viteza mare, curba progresiva, confort, parabola cubică, sinusoida, cosinusoida ANALIZA COMPARATIVĂ A RACORDĂRILOR STUDIATE Condiţiile referitoare la elementele geometrice, mecanice şi constructive ale curbelor de racordare conduc la un număr foarte mare de curbe, unele mai simple respectând un numar mai mic de condiţii, altele mai complexe respectânt mai multe condiţii. Folosirea uneia sau alteia depinde de importanţa liniei, de pretenţiile de confort, de felul liniei şi mai ales de viteza de circulaţie adoptată. Majoritatea administraţiilor feroviare au adoptat parabola cubică din cauza simplităţii în construcţie şi întreţinere. Linia şocului (C’) prezintă salturi în punctele AR şi RC iar acceleraţia de ridicare (kC’’) este teoretic infinită în




161

aceste puncte. Ultimele două dezavantaje fac ca parabola cubică să fie recomandată numai pentru viteze relativ mici. În realitate, la rampa supraînălţării, în punctele AR şi RC apar racordări naturale (cărora francezii le spun “doucine”). Astfel salturile în punctele AR şi RC sunt estompate, la acestea contribuind şi cedarea elastică a căii şi a arcurilor vehiculelor. Apariţia supraînălţării se face astfel treptat, linia şocului are o valoare continuă, acceleraţiile de ridicare devîn acceptabile, condiţiile de confort sporesc, iar parabola cubică este acceptată până la viteze maxime de 120 km/h. Pentru viteze sporite (120 – 200 km/h) unii cercetători recomandă utilizarea parabolei de gradul 4, având variaţia curburii de gradul 2. Atât supraînălţarea (h) cât şi curbura au forma a două parabole de gradul 2 cap la cap, având tangenta comună în punctul de inflexiune (la jumatatea rampei), unde viteza de ridicare are un maxim, iar în diagrama acceleraţiilor verticale apare un salt pronunţat de la valori pozitive la valori negative. Condiţiile:

- ordonatele curbei de racordare trebuie să varieze continuu şi monoton de la yAR=0 la yRC=yL pe lungimea L;

- în punctul AR racordarea trebuie să aibă tangenta comună cu aliniamentul, iar în punctul RC racordarea va avea tangenta comună cu arcul de cerc;

- supraînălţarea se introduce pe lungimea curbei de racordare şi este proporţională cu valoarea acceleraţiei normale, adică proporţională cu valoarea curburii. Rezultă că supraînălţarea h şi curbura 1/ρ au aceleaşi legi de variaţie;

- în cazul liniilor cu viteză sporită de circulaţie se impune ca şina de pe firul exterior în punctele AR şi RC să aibă tangenta comună cu firul de şină nesupraînălţat (punctul AR) şi supraînălţat (punctul RC) sunt îndeplinite iar mărimea deplasării laterale m a arcului de cerc central este doar jumătate din cea corespunzătoare parabolei cubice. Confortul asigurat este mult sporit. Parabola de gradul 4 se poate folosi până la viteze de 200 km/h.

Se poate trage concluzia că pentru analiza comparativă a diferitelor tipuri de racordări trebuie utilizaţi parametri ce influenţează mişcarea vehiculului pe linia de cale ferată. Cel mai important parametru (în special în cazul vitezelor sporite şi mari) caracterizează variaţia acceleraţiei normale respectiv viteza de ridicare a roţii de pe firul exterior al racordării şi se notează cu (vectorul ) . Vectorul depinde de variaţia curburii şi de torsionarea căii.




162

1. Determinarea vectorului

Mişcarea unui vehicul poate fi caracterizată prîn ecuaţia mişcarii.

Poziţia punctului material în mişcare este dată de vectorul =r(t), care este funcţie de timp. În funcţie de poziţia punctului material în mişcare ( ) se determină parametrii care caracterizează cinematica punctului material:

- vectorul viteză ( ) [m/s]; - vectorul accelerație ( ) [m/s2]; - vectorul de ordinul 3 ( ) [m/s3].

1.1 Vectorul viteză

Vectorul viteză este derivata de ordinul I în raport cu timpul a vectorului poziţie. Direcţia vectorului viteză coincide cu direcţia tangentei la curba în spaţiu în dreptul punctului material, adică direcţia vectorului ( ) coincide cu direcţia momentană de deplasare a punctului material.

Figura 1. Vectorul poziţie ( ) şi vectorul viteză ( ) Valoarea absolută a vectorului viteză este :

(1)




163

1.2 Vectorul acceleraţie

Vectorul acceleraţie este derivata de ordinul I a vectorului viteză în raport cu timpul şi derivata de ordinul II a vectorului poziţie în raport cu timpul

Figura 2. Determinarea vectorului acceleraţie. Valoarea absolută a vectorului acceleraţie este:

(2)

1.3 Vectorul Vectorul determină geometria liniilor cu viteză sporită dar reprezintă şi

cauza şi masura unor efecte fiziologice. Se masoară în [m/s3]. Vectorul caracterizează foarte bine variaţia acceleraţiei.

Valoarea vectorului este:

(3) unde: - – este viteza [m/s]; - – accelerația tangentială [m/s2];




164

- – curbura [m‐1];

- – torsiunea căii [m‐1];

- – derivata curburii în raport cu timpul [m‐1.s‐1] Sunt de menţionat urmatoarele două particularităţi ale vectorului : - în cazul mişcării punctului material cu viteza constrantă sau cu

accelerație constantă, vectorul are direcția spre centrul de curbură; - în cazul mişcării punctului material pe o linie în aliniament, cu viteză

constantă sau accelerație constantă, vectorul este nul. Valoarea absolută a vectorului este:

(4) În tabelul 1, sunt prezentate valorile maxime cele mai frecvente ale acceleraţiei transversale necompensate ( ) stabilite atât experimental cât şi teoretic, utilizabile în calcule. Tabelul 1

Variaţia curburii [m/s2]

Variaţia continuă (de ex. curba cu racordări) 0.65 Variaţie discontinuă (de ex. curba circulară fără racordări) 0.35

Tabelul 2 prezintă câteva valori maxime ale vectorului stabilite teoretic şi experimental şi aplicate în calcule în mai multe administraţii de cale ferată. Tabelul 2

Variaţia curburii

[m/s3]

variază continuu, fără frânturi 0.5

Diagrama prezintă frânturi 0.4

Diagrama prezintă salturi 0.3

Curba circulară fără racordări 0.2




165

2. Vectorul

Pentru liniile de mare viteză este necesar calculul vectorului care este derivata în raport cu timpul a vectorului .

(5)

Mărimea absolută a vectorului este:

(6) 3. Caracteristici ale mişcării materialului rulant

Cel mai important parametru care determină calitatea mişcării materialului rulant este vectorul . În stabilirea vectorului şi a mărimii absolute a acestuia apar două caracteristici deosebit de importante:

- variația curburii; - torsionarea căii.

3.1 Variația curburii

Parametrul fundamental al geometriei liniei ferate este curbura .

Variaţia curburii în lungul liniei se apreciază prin funcţiile:

• (viteza cu care variază curbura)

• (accelerația variației curburii) Aceste două funcţii sunt analizate în continuare pentru cele patru tipuri de

racordări studiate (parabola cubică, parabola de gradul 4, sinusoida şi cosinusoida).

• În cazul parabolei cubice:

[m-2] (7)




166

(8)

• În cazul parabolei de gradul 4, în prima parte a racordării (0≤ l1 ≤ L/2) se obține:

[m-2] (9)

[m-3] (10)

Pentru a doua jumătate a parabolei de gradul 4 (L/2 ≤ l2 ≤ L)rezultă:

[m-2] (11)

[m-3] (12)

Valorile maxime ale acestor două funcţii sunt în punctul :

[m-2] (13)

[m-3] (14)

• Variația curburii unei racordări sinusoidale este:

[m-2], (15)

iar valoarea maximă este în punctul

[m-2] ; (16)




167

[m-3], (17)

iar valorile maxime se gasesc în punctele şi

[m-3] (18)

• În cazul unei racordări cosinusoidale rezultă:

[m-2] , (19)

iar valoarea maxima este în punctul

[m-2] (20)

[m-3] , (21) iar valorile maxime se gasesc în punctele şi

[m-3] (22)

În următoarea figură sunt prezentate funcţiile pentru tipurile de racordări studiate. Din figura 3 rezultă avantajele racordării cosinusoidale faţă de celelalte tipuri de racordări dacă se compară, de exemplu, variaţia şi valorile maxime ale

funcţiilor .




168

PARABOLE DE

GRADURL 3

PARABOLE DE GRADUL 4

SINUSOIDE

COSINUSOIDE

Figura3. Funcţiile pentru diferite tipuri de racordări




169

4. APRECIEREA COMPARATIVĂ A RACORDĂRILOR STUDIATE

Din cele prezentate la punctele anterioare rezultă că pentru geometria liniilor de cale ferată (pentru viteză sporită şi viteză mare) determinant este vectorul (caracteristica de ordinul 3 a mişcării). Mărimea absolută a vectorului

|) este determinată la randul ei de curbura liniei de cale ferată respectiv de variaţia curburii. În aprecierea comparativă prezentată în continuare se are în vedere şi situaţia reală a unor linii de cale ferată respectiv posibilităţile de reconstrucţie ale racordărilor parabolice existente (parabole de gradul 3) în vederea sporirii vitezei maxime pe liniile existente.

Tabelul 3

Racordare Caracteristica geometrică Parabola de

gradul 3 Parabola de

gradul 4 Sinusoida Cosinusoida

[m-2]

Funcţie de salturi

[m-3] Teoretic infinit

Deplasarea m a arcului de cerc central [m]

Ordonata finală (yRC) [m] Unghiul format de tangenta finală cu tangenta în AR(φRC)




170

Sporul de lungime fată de parabola de gradul 3, în cazul păstrării poziţiei arcului de cerc central [%]

- 41 60 33

Riparea maximă faţă de parabola de gradul 3, în cazul păstrării poziţiei arcului de cerc central (m nemodificat)

- 0.025m 0.024m 0.017m

Din datele prezentate în tabelul anterior rezultă următoarele aprecieri:

- racordarea cosinusoidală este cea mai avantajoasă din punct de vedere al

variaţiei curburii ( ); valoarea maximă a funcţiei pentru racordarea sinusoidală şi parabola de gradul 4 este cu 27.3% mai mare ca în cazul racordării cosinusoidale, iar la parabola de gradul 3 această funcţie prezinta salturi în AR şi RC;

- valoarea maximă a derivatei de ordinul 2 a curburii ( este cea mai mică pentru racordarile cosinusoidale; fată de aceasta, valoarea maximă în cazul racordării sinusoidale este cu 27.3%mai mare, în cazul parabolei de gradul 4 este cu 62.1% mai mare, iar în cazul parabolei de gradul 3, în punctele AR şi RC, valorile sunt teoretic infinite;

- pentru o lungime (L) dată racordarii, cea mai mare deplasare (m) a arcului de cerc central apare în cazul racordării cu parabola de gradul 3; faţă de aceasta, în cazul racordarii cosinusoidale, deplasarea m este cu 43.2% mai mică, în cazul parabolei de gradul 4 cu 50% mai mică, iar în cazul racordării sinusoidale, cu 60.8% mai mică;

- din punct de vedere al ordonatei finale (yRC), faţă de cea corespunzătoarea parabolei de gradul 3, racordarea cosinusoidală are ordonata finală cu 10.6% mai mică, parabola de gradul 4 cu 12.4%, iar sinusoida cu 15.4% mai mică; rezultă şi în acest caz avantajele racordării cosinusoidale în cazul sporirii vitezei maxime pe liniile axistente;

- o problemă deosebit de importantă este găsirea unei racordări care să asigure sporirea vitezei maxime pe lângă o lungime minimă a racordării raportată la lungimea parabolei de gradul 3, păstrând poziţia arcului de cerc central; din acest punct de vedere iarăşi racordarea cosinusoidală este




171

cea mai avantajoasă deoarece prezintă un spor de lungime de 33%, faţă de parabola de gradul 4 (41%) şi sinusoida (60%).

- riparea maximă faţă de parabola de gradul 3 este de 0.017 m în cazul cosinusoidei, 0.024 m în cazul sinusoidei şi 0.025 m în cazul parabolei de gradul 4 (unde m este deplasarea arcului de cerc central); rezultă iarăşi avantajele racordărilor cosinusoidale;

• Din cele prezentate rezultă următoarele concluzii importante:

- în cazul realizării unor linii ferate pentru viteze sporite sau viteze mari precum şi în cazul modificării geometriei liniilor în plan în vederea sporirii vitezei maxime, sunt mai avantajoase racordările cosinusoidale, sinusoidale respectiv parabola de gradul 4, din punct de vedere al confortului asigurat;

- cele mai multe avantaje le are racordarea cosinusoidală; - în cazul sporirii vitezei maxime pe liniile existente, cele mai multe

avantaje le are înlocuirea parabolei de gradul 3 cu cosinusoida deoarece, în cazul păstrării poziţiei arcului de cerc central (m nemodificat), duce la cel mai mic volum de lucrări , deci la costuri minime;

- în cazul vitezelor mai mici de 120 km/h se recomandă păstrarea racordărilor cu parabola de gradul 3 datorită simplităţii acestora din punct de vedere al construcţiei şi întreţinerii liniei.

5. Informaţii suplimentare pentru proiectarea căii legate de forma şi

lungimea elementelor acesteia Printre alte caracteristici ale proiectării căii, toate schimbările impuse

traiectoriei vehiculului în plan lateral sunt importante pentru a furniza un confort crescut la rulare. În aceste situaţii, vehiculul este supus variaţiilor bruşte ale supraînălţării şi ale gradientului curburii (derivatele de ordin doi). Răspunsul dinamic la aceste tipuri de excitaţii depinde de modelul suspensiei. În orice caz o caracteristică comună este că acest răspuns durează câteva secunde înainte ca efectul să fie eliminat după ce a străbătut un elemant al căii (curba circulară sau aliniament).

În continuare este prezentat un tabel ce rezumă proprietăţile următoarelor curbe progresive, comparate cu parabola cubică convenţională:

- Curba BLOSS - Curba Cosinusoidală - Curba SCHRAMM - Curba KLEIN




172

Tabel ce rezumă proprietăţile diferitelor modele de curbe progresive, comparate cu parabola cubică convenţională şi cu clotoida.

Valori maxime ale curbelor de racordare




173

BIBLIOGRAFIE

[1]. STAS ENV 13803 – 1 Noiembrie 2002 - Aplicabilitate pentru calea ferată – Parametrii de proiectare ai geometriei căii – Ecartament 1435 mm sau mai mare. Partea 1 : Linie curentă;

[2]. ALEXANDRU HERMAN, CEAZAR IVANA: Elemente geometrice ale căii ferate.

Timişoara – Editura Mirton, 1999 [3]. NORMATIV indicativ NP109-04 din 15 februarie 2005 privind proiectarea liniilor şi

staţiilor de cale ferată pentru viteze până la 200 km/h [4]. CONSTANTIN RADU: Parabola cubică îmbunătăţită – Universitatea Tehnică de

Construcţii




174

CONSTRUIREA DREPTEI DE OBOSEALĂ A MIXTURILOR

ASFALTICE DE TIP “WARM MIX”, FOLOSIND ÎNCERCAREA LA ÎNCOVOIERE ÎN PATRU PUNCTE

Autor: Tudor Mihaela, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, Master Ingineria Infrastructurii Transporturilor, an II, e-mail: [email protected]

Îndrumător: Răcănel Carmen, conf. dr. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, Facultatea de Căi Ferate, Drumuri şi Poduri, e-mail: [email protected] Rezumat

Studiul comportării la oboseală a mixturilor asfaltice prezintă o importanţă deosebită pentru estimarea degradărilor ce pot apărea în timp în stratul asfaltic sub încărcările exterioare: trafic, climă.

Utilizarea tehnologiei “WMA” în proiectele de lucrări de drumuri a crescut considerabil în ultimii ani datorită beneficiilor semnificative economice şi de mediu. Deoarece aceasta este o tehnologie relativ nouă, există încă necesitatea de a determina dacă comportamentul mecanic şi performanţele acestor amestecuri sunt similare sau mai bune decât mixturile asfaltice convenţionale utilizate în prezent în asfaltarea drumurilor.

În această lucrare este prezentat experimentul efectuat la Universitatea Tehnică din Bucureşti pe un amestec de mixtură asfaltică cu sau fără aditivul organic Rediset. Comportamentul amestecurilor se investighează prin efectuarea testelor în conformitate cu normele europene, cum ar fi stabilitatea Marshall, rigiditatea, deformaţia permanentă şi durata de viaţă la oboseală.

Conform standardului european adoptat şi la noi în ţară SR EN 13108:20 pentru determinarea rezistenţei la oboseală a mixturilor asfaltice vom utiliza şi încercarea de încovoiere în patru puncte pe probe prismatice. Cuvinte cheie: “WMA”, stabilitatea Marshall, rigiditate, rezistenţa la oboseală, aditiv Rediset, încovoiere în patru puncte. 1. INTRODUCERE

Mixturile asfaltice sunt materiale de construcţii realizate din amestecuri obţinute pe baza unor dozaje judicios stabilite, din agregate naturale sau artificiale şi filer aglomerate cu bitum printr-o tehnologie adecvată.

Se ştie că din cauza repetării încǎrcǎrilor, în straturile bituminoase se iniţiazǎ fisuri care se propagǎ în strat o datǎ cu intensificarea traficului, ajungând




175

în cele din urmǎ la ruperea din obosealǎ a structurii rutiere. Degradǎrile straturilor bituminoase ce rezultă în urma repetǎrii încǎrcǎrilor sunt foarte importante, iar de precizia studierii şi a determinǎrilor din laborator depinde minimizarea efectelor oboselii din timpul exploatǎrii structurii rutiere flexibile sau mixte.

Alcătuirea reţetei mixturii asfaltice trebuie astfel realizată încât să răspundă cerinţelor legate de performanţa stratului asfaltic la oboseală din încărcările date de trafic. Utilizarea bitumului modificat cu aditivul Rediset în mixtura asfaltică conduce la o îmbunătăţire a fiabilităţii şi a durabilităţii structurilor rutiere.

Datorită unor cerinţe mai stricte impuse pentru a proteja mediul, de a reduce efectul de seră, a fost necesar să se propună soluţii pentru un consum redus de energie şi a emisiilor de CO2 generate de producţia mixturii asfaltice la cald. Este cunoscut faptul că pe parcursul pregătirii şi stabilirii mixturii asfaltice se produc emisii care duc la o poluare a mediului. Astfel, în timp a fost dezvoltată o tehnologie pentru a obţine mixturi asfaltice la o temperatură de amestecare mai mică numită “warm mix asphalt” (WMA) care nu reduce lucrabilitatea şi performanţele mixturii asfaltice. Metoda este folosită cu succes în proiecte având în ultimii ani o creştere considerabilă datorită beneficiilor economice şi de mediu.

Temperaturile de fabricaţie pentru amestecare şi compactare sunt prezentată în tabelul 1.

Tabelul 1. Temperaturi de lucru Tipul mixturii asfaltice Temperatura de

lucru “MASF16m”

“MASF16m- warm mix”

Bitumului 175 oC 150 oC Agregatelor 180 oC 180 oC La amestecare 180 oC 160 oC La compactare 170 oC.. 175 oC 150 oC

Deoarece aceasta este o tehnologie relativ nouă, încă este necesar a se determina dacă comportamentul mecanic şi performanţele acestor amestecuri sunt similare sau mai bune decât amestecurile de asfalt convenţionale utilizate în prezent în asfaltarea drumurilor. 2. FENOMENUL DE OBOSEALĂ




176

2.1. Noţiuni introductive

Oboseala este fenomenul de rupere sub efort repetat sau fluctuant, având o valoare maximă, în general mai mică decât rezistenţa la întindere a materialului. Este interpretată ca un proces de cumulare treptată, urmat de propagarea fisurilor, sub efectul încărcărilor repetate din cauza concentrătorilor de tensiune. Fisurile apar în primul rând din cauza defectelor preexistente în mixtură (goluri, calitatea liantului). Propagarea se produce începând cu partea superioară a fisurii, pornind de la aceste defecte.

Fisurarea din oboseală apare din încărcările date de trafic.

2.2. Rezistenţa la oboseală

Una din principalele proprietăţi ale mixturilor asfaltice care evidenţiază performanţele straturilor bituminoase privind comportarea acestora în exploatare este rezistenţa la oboselă.

Rezistenţa la oboseală a îmbrăcăminţilor bituminoase caracterizează modul de comportare a acestora sub efectul încărcărilor repetate, la care sunt supuse prin acţiunea traficului.

Rezistenta la oboseală este definită prin numărul de solicitări Nadm, pe care le suportă mixtura asfaltică, înainte de a se rupe.

Determinarea rezistenţei la oboseală se efectuează în laborator prin supunerea epruvetelor la o deformaţie sinusoidală controlată sau la un efort sinusoidal controlat, în anumite condiţii de temperaturi.

2.3. Încercări de laborator

Pentru a evidenţia performanţa mixturii asfaltice MASF16 cu adaos sau

nu de REDISET, s-au efectuat următoarele teste: -determinarea stabilităţii şi fluajului Marshall pe epruvete cilindrice, în

conformitate cu SR EN 12697-34, la temperatura de 65 oC -încercarea la încovoiere în patru puncte pe epruvete prismatice, conform

SR EN 12697-26 Anexa B şi SR EN 12697-24 Anexa D, la temperatura de 20 oC şi diferite frecvenţe de încercare, din care rezultă rigiditatea mixturii asfaltice şi rezistenţa la oboseală.

În cazul încercării la încovoiere în patru puncte, probele de formă dreptunghiulară (grinzi prismatice) sunt fixate cu bride interioare şi exterioare amplasate simetric şi sunt supuse unei încovoieri periodice în patru puncte, cu




177

rotaţie şi translaţie liberă la toate punctele de reacţie şi încărcare. Încovoierea trebuie realizată prin încărcarea celor două puncte interioare de încărcare (bride interioare), în direcţie verticală perpendicular pe axa longitudinală a grinzii. Rezultă o deformaţie constantă, între două bride interioare. Încărcarea aplicată este de formă sinusoidală. În timpul încercării se măsoară în funcţie de timp încărcarea necesară pentru încovoierea probei, deflexiunea şi defazajul între aceste două semnale.

Pentru definirea legii de oboseală a materialului probele trebuie încercate la trei nivele ale încărcării aplicate.

f o r t a

t i m p

t i m p

d e p l a s a r e

d e f a z a j

i n c a r c a r e a a p l i c a t a

r e a c t i u n e a r e a c t i u n e ad e f l e x i u n e a

i n t o a r c e r e l a p o z i t i a i n i t i a l a

B = 5 0 m m

H=5

0 m

m

L

Figura 1. Încercarea de încovoiere în patru puncte

pe probe prismatice




178

Cerinţe privind determinarea rigidităţii mixturii asfaltice conform standardului SR EN 13108-20.

Tabelul 2. Cerinţe privind determinarea rigidităţii

Tipul încercării

Temperatura (oC)

Frecvenţa sau timpul de încercare

4PB-PR 20 8 Hz Cerinţele pentru măsurarea rezistenţei la oboseală a mixturii asfaltice

conform standardului SR EN 13108-20:

Tabelul 3. Cerinţe pentru măsurarea rezistenţei la oboseală Tipul

încercării Temperatura

(oC) Frecvenţa sau timpul de

încercare (Hz) 4PB-PR 30 30


3.1. Prezentarea reţetei

Proiectarea unei reţete optime de mixtură asfaltică presupune alegerea unui amestec optim de agregate, filer şi bitum pentru a obţine o durabilitate cât mai mare a mixturii asfaltice.

Bitumul folosit este un bitum OMV 25/55-65. Agregatele folosite au fost cribluri (8/16 şi 4/8), şi nisip concasat (0/4) de

la cariera TURCOAIA. Filerul folosit este filer Holcim, iar fibra este de tip TOP CEL. Aditivul pentru mixturi calde, REDISET WMX-8017, care va permite

reducerea temperaturii de malaxare şi aşternere, prevenind totodată dezanrobarea.

Aditivul organic utilizat este o ceară (maro fulgi) adaugată în bitum care se dizolvă uşor atunci când bitum este cald, nefiind nevoie de echipamente speciale de mixare.

Tabel 4. Reţeta mixturilor asfaltice

Tipul mixturii

“MASF16m” “MASF16m-warm mix”




179

Criblură 8/16, % 45 45 Criblură 4/8, % 25 25 Nisip de concasaj 0/4, % 13 13 Filer, % 11 11 Bitum, % 5,7 5,7 Fibră, % 0,3 0,3 Aditiv (Rediset) (raportat la bitum), %

-

2

Probele au fost compactate în laborator, funcţie de tipul de test. Astfel,

pentru testul Marshall au fost confecţionate probe cilindrice cu diametrul ∅=100 mm şi h≈63mm, iar compactarea probelor a fost făcută cu 75 de lovituri de ciocan.

Pentru 4PB-PR au fost confecţionate epruvete prismatice cu dimensiunea L=400 mm, l=50 mm, h=50 mm, din plăci compactate în laborator la compactorul cu rulou.

Figura 2. Probe cilindrice şi prismatice supuse încercării de oboseală Condiţiile de compactare pentru cilindru compactor:

Tabelul 5. Condiţiile de compactare Presiune aplicată,

bar Numărul de

treceri P1 = 2.4 2 P2 = 2.6 25 P3 = 3.25 20 P4 = 6.75 15




180

4. REZULTATE OBŢINUTE În urma testelor de laborator, au rezultat următoarele date experimentale,

prezentate sub formă de tabele, după cum urmează: Rezultate obţinute din testul Marshall :

Tabelul 6. Rezultate Marshall Tipul mixturii asfaltice Caracteristici MASF16m MASF16m -warm mix

Stabilitatea Marshall, kN 9.8 10.6 Fluajul Marshall, mm 4.3 4.5 Coeficientul Marshall, kN/mm

2.29

2.36

Rezultatele rigidităţii folosind 4PB-PR

Tabelul 7. Rezultatele rigidităţii Rigiditatea (MPa) Tipul

testului Temperatura

(oC)

Frecvenţa

(Hz)

MASF16m MASF16m- “warm mix”

4PB-PR 20 8 9450 4990

Dreapta de oboseală pentru mixturi asfaltice obţinută prin 4PB-PR, T = 30oC

ln ε

ln N

MASF16m-warm mix MASF16m

Figura 3. Drepte de oboseală




181

Curba de obosealǎ pentru încercarea de încovoiere în patru puncte, 4PB-PR are urmǎtoarea ecuaţie:

εlnln 10 AAN += (1)

Unde: N este durata de viaţǎ pentru criteriul de rupere ales (numǎrul de cicluri);

e – amplitudinea deformaţiei iniţiale măsurată la cel de-al 100-lea ciclu al încărcării,μe;

A0 şi A1 – constante de material. În tabelul 10 sunt prezentate constantele de material, precum şi estimarea

deformaţiei iniţiale pentru criteriul ruperii ales la care se aşteaptă o durată de viaţă la oboseală de 106 cicluri pentru setul dat de condiţii de încercare (e6).

Caracteristicile curbei de oboseală şi estimarea e6 pentru încercarea 4PB-PR, T=30oC

Tabel 8. Caracteristicile curbei de oboseală

Tipul mixturii asfaltice A0

A1 sau panta “p” a curbei de obosealǎ

Coeficientul de corelare al

regresiei R2 e6, me

MASF16m 75.117 -11.293 0.9937 227 MASF16m-warm mix 49.986 -6.8977 0.9578 189

5. CONCLUZII

Calitatea materialelor folosite în cadrul unei mixturi asfaltice joacă un rol

important în comportarea ulterioară în exploatare a mixturii, astfel încât trebuie utilizate agregate cu rezistenţe mecanice mari, bitumuri cu susceptibilitate scăzută la variaţiile de temperaturi, un procent optim de filer pentru alcătuirea mixturii.

Verificarea stării aparaturii de laborator, a respectării condiţiilor de lucru (temperatură, confecţionare, durată de condiţionare a probei) pot conduce, la rezultate eronate privind caracteristicile mixturii asfaltice şi la o estimare greşită a comportării lor în exploatare.

Modul de confecţionare a probelor în laborator joacă un rol important în determinarea rigidităţii mixturii asfaltice.




182

Pentru încercarea 4PB – PR imperfecţiunile geometrice la confecţionare sunt frecvente (prin tăiere se poate pierde paralelismul laturilor). Funcţie de soft-ul folosit, încercările pentru un spectru de frecvenţă pot conduce la perioade lungi de timp, încercarea permite aplicarea de deformaţii specifice şi eforturi reversibile iar unghiul de defazaj şi energia disipată pot fi calculate. În conformitate cu SR EN 12697-26, nu este necesară determinarea în prealabil a coeficientului lui Poisson;

Stabilitatea Marshall pentru mixtura asfaltică obţinută cu adaos de Rediset, prezintă rezultate mai bune, faţă de mixtura asfaltică obţinută fără adăugarea aditivului.

În schimb, fluajul Marshall prezintă rezultate mai mici cu 4.65% dacă în compoziţia mixturii asfaltice este adăugat aditivul organic Rediset.

Testul de rigiditate arată că tehnologia “Warm Mix Asfalt” prezintă valori mai mari pentru rigiditate, astfel, rigiditatea se reduce cu: - 45% la T =20oC pentru testul 4PB-PR.

Rezistenţa la oboseală măsurată prin e6, pentru mixtura asfaltică studiată scade cu cca. 17% când este utilizată tehnologia “Warm Mix Asfalt”.

În concluzie, utilizarea aditivului Rediset în mixtura asfaltică conduce la obţinerea unor valori mai mici a rigidităţii, şi a rezistenţei la oboseală, comparativ cu mixtura asfaltică fără adaos de aditiv.

În schimb beneficiile asupra mediului sunt foarte importante datorită reducerii temperaturii de lucru cu 20 oC. Astfel, câştigul este dublu, atât pentru mediu, cât şi pentru mixtura asfaltică.

Un avantaj al utilizării tehnologiei “WMA” este reducerea consumului de combustibil.

“WMA” produce emisii (vizibile şi nevizibile) din arderea combustibililor fosili într-o cantitate mai redusă. Acest lucru ar permite staţiilor de asfalt să fie situate în şi în jurul zonelor metropolitane mari care au restricţii privind calitatea aerului.

“WMA” emite cantităţi mai mici de fum şi miros în momentul asfaltării. Acest lucru ar determina, de asemenea şi îmbunătăţirea condiţiilor de muncă.

Este posibilă extinderea sezonului de asfaltare în lunile mai reci ale anului sau în locuri situate la altitudini mari, deoarece aditivii utilizaţi în tehnologia “WMA” ajută la procesul de compactare. Temperatura de compactare şi temperatura aerului înconjurător este scăzută.

Aditivi utilizati in procesele “WMA” pot îmbunătăţi compactarea amestecurilor rigide. Pot fi posibile de asemenea reduceri de temperatură.




183

BIBLIOGRAFIE

[1]. L. NICOARĂ, Biltiu A., “Îmbrăcăminţi rutiere moderne”, Editura Tehnică, Bucureşti

[2]. L. NICOARĂ, “Îndrumător pentru laboratoarele de drumuri”,

Editura Inedit, 1998

[3]. CTIN. ROMANESCU, C. RĂCĂNEL, “Reologia lianţilor bituminoşi şi a mixturilor asfaltice”, Editura Matrix, 2003

[4]. C. RĂCĂNEL, A. BURLACU, C. SURLEA : “Laboratory

Results Obtained on New Asphalt Mixtures with Polymer Modified Bitumen", 2nd International Conference on Transport Infrastructures, iCTi2010, 4-6 August, 2010 Saõ Paulo, Brazil

[5]. “A study on Warm-mix asphalt", Illinois Center for

Transportation, June 2011

[6]. “Rediset™ WMX Improved performance at lower temperature", Akzo Nobel Asphalt Applications

[7]. SR EN 12697-1 Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru

mixturile asfaltice preparate la cald. Partea 1 : Conţinutul de bitum solubil

[8]. SR EN 12697-24+A1 Mixturi asfaltice – Metode de încercare

pentru mixture asfaltice preparate la cald. Rezistenţa la oboseală

[9]. SR EN 12697-34 Mixturi asfaltice. Metode de încercare pentru mixturile asfaltice preparate la cald. Partea 34: Încercarea Marshall

[10]. SR 174-1 2009 Lucrări de drumuri. Imbrăcăminţi bituminoase

cilindrate executate la cald. Condiţii tehnice

Date post:	05-Feb-2017
Category:	Documents
Upload:	vohanh
View:	235 times
Download:	3 times

IIT Editia a IIa 2012

Documents